MAQUINABILIDADE DOS MATERIAIS METÁLICOS POR

ELECTROEROSÃO

Pedro Miguel Horta Sousa

Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em

Engenharia Mecânica

Orientadores: Prof. Pedro Alexandre Rodrigues Carvalho Rosa

Prof. José Duarte Ribeiro Marafona

Júri

Presidente: Prof. Rui Manuel dos Santos Oliveira Baptista

Orientador: Prof. Pedro Alexandre Rodrigues Carvalho Rosa

Vogais: Prof. Jorge Manuel da Conceição Rodrigues

Prof. Gabriela Belinato

Junho 2017

I

Resumo

A electroerosão é uma tecnologia não convencional que tem vindo a ganhar relevo entre os

processos de maquinagem e encontra-se bem consolidada na indústria. O seu campo de aplicação é

complementar aos processos de corte por arranque de apara, em particular no processamento dum

espectro alargado de materiais ligados de elevada resistência mecânica. Contudo, e apesar da

eficácia e repetibilidade do processo, os seus fundamentos ainda não estão bem compreendidos,

promovendo a necessidade de utilizar tabelas tecnológicas de base empírica. Esta limitação resulta

essencialmente da dificuldade em observar o plasma de pequena dimensão (10-5m) em condições

transientes (10-5s) e regimes de alta frequência (105Hz), dificultando a compreensão dos

mecanismos envolvidos

A tese procura contribuir para a compreensão do mecanismo de remoção de material por

electroerosão através de uma investigação experimental baseada em ensaios de mono-descarga em

condições laboratoriais controladas. O plano de ensaios consistiu em avaliar a influência do tempo de

impulso, da corrente de descarga e da folga entre elétrodos na morfologia das crateras erodidas e na

energia específica de corte. Os ensaios foram conduzidos em metais puros considerados sólidos

homogéneos e isotrópicos, minimizando a ocorrência de efeitos termomecânicos típicos de materiais

ligados. Os resultados mostram que a morfologia das crateras erodidas é mais regular nos metais

puros relativamente aos ligados. O estudo da morfologia da cratera permitiu quantificar o volume de

material removido e avaliar a maquinabilidade dos materiais em estudo. A presente investigação

propõe um modelo para a morfologia da cratera com maior aproximação aos resultados

experimentais.

II

Abstract

Electrical discharge machining is a non-conventional technology that is perfectly implemented

in current industrial scene. Its field of application is complementary to the chip based material removal

processes, in particular in the manufacture of molds and dies with high geometric and dimensional

accuracy, in a broad spectrum of low and high-alloyed steels and non-ferrous metals. However,

despite the importance of this machining process, its fundamentals aren´t well understood, promoting

the use of empirical machine parameters charts. This limitation results from the difficulty in observing

the very small (10-5m) overheated region where the material removal takes place in transient

conditions (10-5s) available on a high frequency (105Hz) and correlating the main operating

parameters with the material removal mechanics.

This thesis attempts to provide a better understanding of the material removal mechanics

behind EDM by single plasma discharge tests under laboratory-controlled conditions. This research is

focused on the impact of the various machining parameters have on the formation of eroded craters.

The experiments were carried out on pure metals (Aluminum, Titanium, Zinc and Tin) to simplify the

results analysis. The results demonstrate that eroded craters morphology is more regular in pure

metals than in engineering materials showing smooth surfaces with multiple axi-symmetric rings. The

study of the crater morphology and electrical power measures allowed to quantify the volume of

material removed and to evaluate the machinability of the materials. It was proposed a model which is

more compatible with the real morphology of the craters eroded in the laboratory.

III

Agradecimentos

Um agradecimento em primeiro lugar à pessoa que acreditou incondicionalmente no meu trabalho, o

meu orientador o Professor Pedro Rosa. Por todo o apoio incansável para que fosse possível o

desenvolvimento desta tese e toda a motivação transmitida e o voto de confiança que depositou em

mim. Um muito obrigado. Um agradecimento também ao Professor José Marafona, coorientador

desta tese pelos conhecimentos transmitidos.

Um grande agradecimento a Miguel Grencho e Ivo Bragança por desde o inicio me terem sempre

apoiado quando precisei, com ensinamentos muitos úteis e conselhos bastante valiosos.

Aos meus dois colegas de laboratório, João Fernandes e Diogo Silva e a todas as pessoas do NOF,

um muito obrigado pela amizade desenvolvida nestes meses que levaram à conceção desta tese.

Dmytro Shtogryn, um grande obrigado pela amizade e companheirismo durante os anos deste curso.

Às minhas melhores amigas, Adriana Martins e Carolina Correia por desde de sempre me terem

apoiado em tudo. Um muito obrigado às duas pela grande paciência e pela enorme amizade

principalmente.

Em especial aos meu colegas e irmãos Cláudio Sousa, Guilherme Bernardo, Joel Jorge e Kevin

Sousa, aqui simplesmente um muito obrigado por tudo.

Luís Sousa, o meu irmão desde sempre, agradeço por tudo. A amizade aqui agradece tudo.

A toda a minha família, em especial aos meus pais, pela força incondicional, apoio e carinho, sempre,

mas sempre demonstrados. Um muito obrigado por me permitirem ser o que sou hoje.

IV

Palavras-Chave

Maquinagem por Electroerosão

Metais puros

Maquinabilidade

Morfologia da cratera

Energia específica de erosão

Keywords

Electrical Discharge Machining

Pure metals

Machinability

Crater morphology

Specific erosion energy

V

Índice

Resumo ................................................................................................................................................. I

Abstract ............................................................................................................................................... II

Agradecimentos ................................................................................................................................. III

Palavras-Chave ................................................................................................................................... IV

Lista de Figuras .................................................................................................................................. VII

Lista de Tabelas .................................................................................................................................. IX

Abreviaturas ........................................................................................................................................ X

Lista de Símbolos ................................................................................................................................. X

1. Introdução ............................................................................................................................................... 1

2. Conceitos Gerais e Fundamentais .......................................................................................................... 3

2.1. Variantes tecnológicas e aplicações industriais ........................................................................... 3

2.2. Processo tecnológico de electroerosão ....................................................................................... 5

2.2.1. Taxa de remoção de material ................................................................................................ 5

2.2.2. Taxa de desgaste do elétrodo ............................................................................................... 7

2.2.3. Condição superficial .............................................................................................................. 9

2.3. Mecanismo de remoção de material ......................................................................................... 11

2.3.1. A formação do canal de plasma .......................................................................................... 11

2.3.2. A ação do plasma sobre o material da peça ........................................................................ 14

2.3.3. A extinção do canal de plasma ............................................................................................ 14

3. Desenvolvimento Experimental ............................................................................................................. 17

3.1. Aparato experimental ................................................................................................................ 17

3.2. Controlo numérico ..................................................................................................................... 23

3.3. Intervenções de melhoria no aparato experimental ................................................................. 24

3.4. Equipamentos de observação e metodologia de medição das crateras .................................... 27

3.5. Definição do plano de ensaios ................................................................................................... 28

3.6. Problemas encontrados ............................................................................................................. 31

VI

4. Resultados e Discussão ........................................................................................................................ 32

4.1. Observação das crateras erodidas ............................................................................................. 32

4.2. Diâmetro e profundidade das crateras erodidas ....................................................................... 36

4.3. Energia específica de erosão ...................................................................................................... 39

4.4. Morfologia das crateras erodidas .............................................................................................. 42

5. Conclusões e Perspetivas de Trabalho Futuro ..................................................................................... 45

6. Referências ........................................................................................................................................... 48

7. Anexo A – Propriedades dos fluídos dielétricos .................................................................................... 50

VII

Lista de Figuras

Fig 2.1 – Exemplos de componentes maquinados através de EDM: (a) Molde destinado ao fabrico de

parafusos M8 (Ra: 0.9 μm); (b) Malha em pequena escala (Ra: 0.2 μm). (Imagens MOLDMASTER,

2017). ....................................................................................................................................................... 4

Fig 2.2 – (a) EDM por Fio (WEDM); (b) EDM por Penetração (Kunieda,2005). ..................................... 4

Fig. 2.3 – Taxa de remoção do material em função da corrente (Khan, 2011). ..................................... 7

Fig. 2.4 – Desgaste do elétrodo nas direcções x e y (Khan, 2011). ....................................................... 8

Fig. 2.5 – Desgaste do elétrodo em função da intensidade de corrente nas direcções x e y (Khan,

2011). ....................................................................................................................................................... 9

Fig. 2.6 – Zona termicamente afetada numa superfície maquinada por electroerosão; (a) Camadas

formadas no material através do processo de EDM (Kruth et al., 1995). (b) Evolução da espessura da

camada branca em função dos parâmetros operacionais Lee (2004). ................................................. 10

FiFig. 2.7 – Taxa de remoção de material e rugosidade Ra em função do tempo de impulso (TON)

(Lee,2004). ............................................................................................................................................ 10

Fig.2.8 – Mecanismo de remoção de material por electroerosão; (a) Elementos básicos de EDM

(Elman, 2001); (b) Fases do mecanismo de remoção de material em EDM. ....................................... 11

Fig.2.9 – (a) Propagação da avalanche de eletrões primária; (b) Propagação de um streamer positivo;

(c) Propagação de um streamer negativo (Descoeudres, 2006). ......................................................... 13

Fig. 2.10 – Morfologia da cratera erodida; (a) Modelo ponta-plano (fonte de calor) (Dibitonto,1989), (b)

Geometria da cratera proposta nos modelos de meia calote esférica (Ivo Bragança, 2013). .............. 15

Fig. 2.11 - Representação esquemática da cratera erodida a) cratera ideal e b) cratera simplificada.

(Bragança, 2013). .................................................................................................................................. 16

Fig. 2.12 – Valores de vários modelos referentes à geometria da morfologia de uma cratera erodida.

............................................................................................................................................................... 16

Fig. 3.1 - (a) Estrutura em pórtico (Martins, 2007); (b) Cadeia cinemática eixo Z (Ivo Bragança, 2013).

............................................................................................................................................................... 18

Fig. 3.2 – (a) Esquema funcional do eixo de precisão (Paulo Gaspar, 2010); (b) Sistema de polias e

correia. ................................................................................................................................................... 19

Fig. 3.3 – Esquema funcional simplificado (Grencho, 2015)................................................................. 19

Fig. 3.4 – Caixa de segurança. ............................................................................................................. 20

Fig.3.5 – (a) Circuito da fonte de potência; (b) Fonte de potência (Gaspar,2010). .............................. 20

Fig.3.6 - (a) Circuito Rt; (b) Sinal gerado pela abertura do Mosfet (Gaspar,2010) .............................. 21

Fig. 3.7 – (a) Circuito RC; (b) Sinal gerado (Gaspar, 2010). ................................................................. 21

Fig. 3.8 – (a) Circuito de controlo de taxa de fornecimento de corrente; (b) Sinal gerado

(Gaspar,2010). ...................................................................................................................................... 22

Fig. 3.9 - Circuito modelador de corrente simplificado (Grencho, 2015). ............................................. 22

VIII

Fig. 3.10 – (a) Sinal representativo da descarga sinérgica Rt + Rv (b)Taxas de corrente: vermelha-

positiva; azul-negativa; amarela-nula (Grencho, 2015). ....................................................................... 23

Fig. 3.11 - Painel de controlo do programa Single Discharge: a) Realização do zero da operação; b)

Indicação e efetuação do gap pretendido com módulo de eliminação de folgas; c) Visualização da

diferença de potencial no controlo de curto-circuito e eliminação de folgas; d) Escolha de controlo de

taxa de intensidade, introdução de parâmetros de do processo e criação de pasta de output para

gravação de dados; e) Botão de descarga; f) Repetição de descarga com variação de gap; g)

Observação da descarga e avaliação desta; h) Controlo da subida do elétrodo para posição segura;

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

i) Visualização da excitação dos pólos do motor.(Gaspar, 2010). ........................................................ 24

Fig.3.12 – Aparato experimental: (a) Antes; (b) Depois. ....................................................................... 25

Fig.3.13 – Mesa de movimentos cruzados. ........................................................................................... 25

Fig.3.14 – (a) Emissor de raios UV; (b) Recipiente com a folha de acetato e placa fotossensível; (c)

Placa Comutador de Segurança. .......................................................................................................... 26

Fig. 3.15 – (a) Matriz desenhada nos provetes; (b) Identação; (c) Método de medição do diâmetros

das crateras. .......................................................................................................................................... 28

Fig. 3.16 – (a) Mesa de medição de coordenadas; (b) Sensor de interferometria de luz branca MG 35

STILSA. ................................................................................................................................................. 28

Fig. 4.1 – (a) Cratera erodida em zinco com formação de anéis; (b) Superfície de cratera erodida em

estanho. ................................................................................................................................................. 34

Fig. 4.2 – Diâmetro da Cratera Vs Tempo de Impulso (gap 10 μm). .................................................... 37

Fig. 4.3 – Diâmetro da Cratera Vs Tempo de Impulso (gap 12 μm). .................................................... 37

Fig. 4.4 – Profundidade da Cratera Vs Tempo de Impulso (gap 10 μm). ............................................. 37

Fig. 4.5 – Profundidade da Cratera Vs Tempo de Impulso (gap 12 μm). ............................................. 38

Fig. 4.6 – Diâmetro da Cratera Vs Tempo de Impulso (gap 10 μm (Alumínio puro e AA1050)). ......... 38

Fig. 4.7 – Diâmetro da Cratera Vs Tempo de Impulso (gap 12 μm (Alumínio puro e AA1050)). ......... 39

Fig. 4.8 – Energia/Volume Vs Tempo de Impulso (gap 10 μm). ........................................................... 41

Fig. 4.9 – Energia/Volume Vs Tempo de Impulso (gap 12 μm). ........................................................... 41

Fig. 4.10 - Representação esquemática da cratera ideal erodida. ....................................................... 43

Fig. 4.11 - Representação esquemática da cratera erodida (Modelo prato plano). ............................. 43

Fig. 4.12 – Rácio diâmetro / profundidade. ........................................................................................... 44

IX

Lista de Tabelas

Tabela 3.1 – Parâmetros operativos fixos utilizados nos ensaios experimentais……………………….29

Tabela 3.2 – Parâmetros operativos variáveis utilizados nos ensaios experimentais………………….30

Tabela 3.3 – Circuito de potência e Assinatura elétrica……………………………………………………30

Tabela 4.1 – Crateras erodidas com um gap de 10 µm..…………………………………………………..34

Tabela 4.2 – Crateras erodidas com um gap de 12 µm..…………………………………………………..34

Tabela 4.3 – Crateras erodidas com um gap de 10 µm (Alumínio puro e AA 1050)…..…………….....36

Tabela 4.4 – Crateras erodidas com um gap de 12 µm (Alumínio puro e AA 1050)……..………...…..36

Tabela 4.5 – Índice de maquinabilidade por electroerosão Cm…………………………………………....40

X

Abreviaturas BJT Bipolar Junction Transistor

DAQ Placa de aquisição de dados

EDM Maquinagem por Electroerosão

EVA Volume do elétrodo depois da maquinagem

EVB Volume do elétrodo antes da maquinagem

EWR Taxa de desgaste do elétrodo

GAP Distância compreendida entre o elétrodo e a peça

MRR Taxa de remoção de material da peça

MT Tempo total de maquinagem

PCB Placa de circuito impresso

RC Circuito de relaxação

Rt Circuito de transístor

Rv Circuito de controlo de taxa de fornecimento de corrente

WPVA Volume da peça depois da maquinagem

WPVB Volume da peça antes da maquinagem

WR Taxa de desgaste de material

UV Ultravioleta

Lista de Símbolos

Símbolos gregos

α Ângulo compreendido entre a profundidade e a aresta da cratera

λ Condutividade térmica

Subscrito

Cm Índice de maquinabilidade de materiais por electroerosão

Ta Tempo de impulso

Tm Temperatura de fusão

Símbolos em Latim

c Calor especifico

I Intensidade de corrente

p Profundidade da cratera

t Período

V Tensão

W Energia da descarga

Símbolos matemáticos

Ø Diâmetro da cratera

XI

1

Capítulo 1

Introdução A maquinagem por electroerosão (EDM) é uma tecnologia de fabrico não-convencional

onde não existe contacto entre a peça e a ferramenta, permitindo a conceção de componentes

difíceis de maquinar em materiais de elevada resistência mecânica. O seu campo de aplicação

é geralmente complementar ao dos processos de corte por arranque de apara, em particular no

que respeita ao fabrico de moldes, cunhos e cortantes com elevado rigor geométrico e

dimensional. A aplicação desta tecnologia estende-se a outros sectores, nomeadamente no

domínio da mecânica de precisão e do microfabrico, sector dos transportes e próteses

médicas, entre outros. Esta tecnologia permite processar um espectro alargado de materiais

desde cerâmicos até metálicos, independentemente da sua dureza mecânica, bastando que

estes permitam a passagem de corrente elétrica. As ligas ferrosas de alta liga representam a

maioria das aplicações, porém tem-se vindo a notar um aumento das aplicações no

processamento de materiais não-ferrosos. No entanto, e apesar do processo ter sido

introduzido na indústria do fabrico há mais de 50 anos, e de se encontrar perfeitamente

consolidado, não é ainda uma tecnologia perfeitamente compreendida. O processo ocorre no

seio de um líquido dielétrico, durante um período de tempo muito reduzido e numa zona exígua

de difícil visualização que dificulta seriamente a sua análise. Além destes obstáculos, observa-

se ainda que, a própria compreensão fenomenológica do mecanismo de remoção de material

ainda não está perfeitamente estabelecida, nomeadamente a formação, evolução e colapso do

canal de plasma erosivo bem como a sua interação com a superfície dos materiais que se

pretendem processar (interação sólido-plasma).

O presente trabalho procura contribuir para a compreensão do mecanismo de remoção

de material por electroerosão através da realização de uma investigação experimental baseada

em ensaios de mono-descarga em condições laboratoriais controladas. O plano de ensaios

consistiu em avaliar a influência do tempo de impulso, da corrente de descarga e da folga entre

elétrodos na morfologia das crateras erodidas e, na energia específica de erosão. Os ensaios

foram conduzidos em metais de elevada pureza (Alumínio, Titânio, Zinco e Estanho) para

promover um meio sólido homogéneo e isotrópico, e procurar evitar a complexidade dos efeitos

termomecânicos típicos dos materiais metálicos ligados. Foi avaliada a influência do grau de

2

pureza dos metais fazendo intervir uma liga metálica não pura comercial comum (Alumínio

AA1050) para comparação com o alumínio de elevada pureza. Os resultados mostram que a

morfologia das crateras erodidas é mais regular nos metais puros do que nos materiais de

engenharia, chegando os mesmos a apresentar múltiplos anéis axi-simétricos. Foi possível

observar que pequenas alterações no grau de pureza da liga têm realmente influência no

desempenho do processo. O estudo da morfologia das crateras permitiu quantificar o volume

de material efetivamente removido e avaliar o índice de maquinabilidade dos materiais em

estudo. Recorrendo aos modelos presentes na literatura que pretendem demonstrar a

morfologia típica de uma cratera erodida, não foi possível concordar com nenhum

completamente quando observandos os resultados obtidos neste trabalho, propôs-se então um

modelo que se assimila mais à morfologia real das crateras erodidas em laboratório na

presente tese.

O documento da tese está estruturado em cinco capítulos, incluindo o presente capítulo

introdutório. No segundo capítulo são apresentados os conceitos básicos do processo e a sua

aplicação na indústria, bem como uma revisão do estado atual do conhecimento sobre o

mecanismo de remoção de material por electroerosão. O terceiro capítulo apresenta o

desenvolvimento experimental necessário para a realização da presente investigação,

nomeadamente no que respeita às melhorias do aparato experimental. É ainda exposto neste

capítulo o plano de ensaios experimental e o método de análise a que as crateras foram alvo

depois de erodidas, nomeadamente, os métodos de medição utilizados. No quarto capítulo

referente aos resultados e discussão, procura-se apresentar de uma forma compreensiva os

resultados alcançados durante a investigação. Durante esta discussão é atribuída especial

atenção à influência do material na morfologia e na energia específica para erodir as crateras.

Por último, o quinto capítulo resume os principais achados do trabalho e sugere perspetivas de

trabalhos a desenvolver no futuro.

3

Capítulo 2

Conceitos Gerais e Fundamentais Este capítulo começa por apresentar os conceitos gerais da tecnologia de maquinagem

por electroerosão, elucidando sobre o mecanismo de remoção de material por electroerosão e

termina com uma exposição sobre a morfologia das crateras erodidas. Conceitos como a taxa

de remoção de material e o acabamento superficial estão igualmente presentes ao longo do

capítulo por serem indicadores macroscópicos do desempenho da interação do plasma com o

material sólido da peça.

2.1. Variantes tecnológicas e aplicações industriais

O processo de EDM apresenta inúmeras vantagens competitivas face aos processos de

fabrico ditos convencionais. Nomeadamente, por permitir processar qualquer material,

independentemente da sua dureza, desde que este permita a passagem de correntes elétricas

capazes de garantir a formação e a estabilidade de um canal de plasma. Esta caraterística

define o campo principal de aplicação do processo no processamento de materiais de elevada

dureza quando as especificações de fabrico exigem um elevado rigor geométrico e

dimensional, acompanhas por superfícies de elevado acabamento superficial (Kunieda, 2005).

Alguns valores indicativos situam as tolerâncias dimensionais numa gama entre os 2 e os 5

μm, e um acabamento superficial com uma rugosidade média entre os 0.4 e os 0.8 μm. Parte

deste bom desempenho está relacionado com a ausência de contacto entre o elétrodo e a peça

que permite minimizar erros de posição entre os elétrodos. Esta tecnologia permite ainda, em

termos geométricos, o fabrico de componentes com ângulos variáveis e arestas aguçadas,

tanto em contornos interiores como exteriores. Porém, e apesar destas vantagens, o processo

de electroerosão apresenta uma taxa de remoção de material relativamente baixa devido a

uma baixa eficiência na utilização da energética elétrica disponível para a formação do canal

de plasma. Adicionalmente, a ação térmica do plasma promove a existência de tensões

residuais que para algumas aplicações pode ser considerada elevada.

Atualmente, o processo de maquinagem por electroerosão encontra-se entre os

processos de fabrico não convencionais mais utilizados na indústria metalomecânica. Este

processo é largamente utilizado no fabrico de matrizes e moldes destinados à produção de

4

componentes em massa, assim como, na produção de componentes com geometrias

complexas ou instrumentos de corte (ver Fig. 2.1). O processo é cada vez mais aplicado nas

indústrias aeronáuticas e aeroespaciais, bem como na indústria automóvel, de eletrónica, na

produção de instrumentos cirúrgicos e em microcomponentes. A expansão do campo de

aplicação está essencialmente relacionada com melhorias ao nível da compreensão dos

mecanismos físicos envolvidos e em como estes influenciam o acabamento superficial das

superfícies maquinadas. Este conhecimento tem permitido o desenvolvimento de novas

gerações dos circuitos eletrónicos existentes nas fontes de potências das máquinas-

ferramenta.

(a) (b)

Fig 2.1 – Exemplos de componentes maquinados através de EDM: (a) Molde destinado ao

fabrico de parafusos M8 (Ra: 0.9 μm); (b) Malha em pequena escala (Ra: 0.2 μm). (Imagens

MOLDMASTER, 2017).

As variantes tecnológicas mais comuns do processo de electroerosão são a (i)

electroerosão por fio e a (ii) electroerosão por penetração (ver Fig. 2.2). Na primeira, o

elétrodo-ferramenta tem a forma de um fio com diâmetro compreendido numa gama entre 0.02

e 0.33 mm. Uma vez que a posição horizontal do cabeçote superior pode ser diferente da do

cabeçote inferior, é possível maquinar geometrias com superfícies inclinadas. No segundo

caso, o elétrodo-ferramenta tem a forma negativa da geometria que se pretende maquinar no

elétrodo-peça através do movimento de penetração. A geometria pode ainda ser obtida através

de movimento relativo entre a ferramenta e a peça numa forma idêntica ao do processo de

fresagem, permitindo obter formas 3D complexas com elétrodos padronizados de geometria

simples (Kunieda, 2005). Em ambas as variantes as peças estão em geral mergulhadas num

fluído dielétrico.

(a) (b)

Fig 2.2 – (a) EDM por Fio (WEDM); (b) EDM por Penetração (Kunieda,2005).

5

2.2. Processo tecnológico de electroerosão

O desempenho do processo de maquinagem é controlado através da definição dos

parâmetros operativos. No caso da electroerosão os parâmetros a controlar são

essencialmente elétricos e estão relacionados com a formação e estabilidade do canal de

plasma. Estes parâmetros afetam a taxa de remoção de material, a integridade superficial, o

rigor geométrico e dimensional, bem como, o desgaste do elétrodo-ferramenta. Tratando-se de

um processo industrial onde a economia do corte tem um papel relevante, importa perceber

qual o sentido de influência de cada parâmetro e de que maneira pode ser otimizado o seu

valor.

2.2.1. Taxa de remoção de material

A ablação térmica do material da peça ocorre devido à elevada densidade de energia

fornecida pela descarga elétrica. Esta energia pode ser determinada através da Eq.5 utilizando

os valores da tensão e da intensidade de corrente que promoveram a formação da descarga, e

do tempo de duração do canal de plasma. O aumento de qualquer uma destas três grandezas

físicas promove o aumento do volume de material removido. Porém, o volume de material

removido não depende só da energia fornecida pelo plasma, mas de um conjunto de

parâmetros intrínsecos ao material e extrínseco do processo. Deste modo, a capacidade de

remover material está intrinsecamente relacionada com a capacidade do material em conservar

o calor e com as temperaturas para as quais ocorre a transformação de estado. Essas

caraterísticas físicas podem ser representadas numa primeira aproximação pelo calor

específico, a condutividade térmica e o ponto de fusão do material. Alguns autores indicam a

temperatura de fusão como o parâmetro principal para avaliar a dificuldade em remover o

material da peça. A Fig. 2.3 mostra que a taxa de remoção de uma liga de alumínio (660 ºC) é

muito superior em comparação com uma liga de ferro-carbono (1500 ºC). Porém, a descrição

do processo de electroerosão envolve um conjunto de outros aspetos extrínsecos que

influenciam significativamente a capacidade de remover o material da peça.

Existem vários aspetos extrínsecos à interação plasma-sólido que limita a eficiência do

processo. Destes, o material do elétrodo-ferramenta influência significativamente a remoção do

material da peça. Segundo Khan (2011), um material de baixa condutividade (p.ex. bronze,

159 W/m.K) absorve menos calor permitindo que mais energia seja utilizada no processo

erosivo da peça. Sendo esperado um pior desempenho com a utilização de cobre eletrolítico

(391 W/m.K). A existência de detritos na folga entre elétrodos é outro parâmetro que influência

a eficácia da remoção de material. A presença de detritos condiciona a formação de descargas

erosivas promovendo a formação de outros tipos de descargas que, para além de reduzir o

material removido, condiciona a morfologia das crateras erodidas e o acabamento superficial

das peças erodidas. É por esta razão que os trabalhos publicados na literatura da

especialidade dão tanta importância à renovação das condições operativas na folga entre

elétrodos, geralmente através do estudo e aplicação de métodos de lavagem.

6

A obtenção de uma estimativa para a taxa de remoção de material deverá contabilizar

tanto os aspetos intrínsecos como os extrínsecos. Pelo que o estabelecimento de equações

descritivas do mecanismo de remoção de material deverá fazer intervir não só cada um dos

fenómenos físicos envolvidos, mas também a sua interdependência. Porém, a literatura da

especialidade mostra que as estimativas teóricas, utilizando uma base analítica mais

simplificada ou contabilizando numericamente as não-linearidades do processo fornecem

estimativas muito grosseiras para a taxa de remoção de material e que dificilmente podem ser

utilizadas para prever o desempenho do processo. É por esta razão que a taxa de remoção de

material pode ser abordada de duas maneiras diferentes e complementares entre si;

Considerando (i) uma base empírica e meramente descritiva do processo, da qual resultam a

obtenção das chamadas tabelas tecnológicas de erosão, ou (ii) de uma base física e

compreensiva das grandezas físicas e independentes dos mecanismos envolvidos, mas que só

pode ser utilizada para uma avaliação comparativa da maquinabilidade dos materiais.

A maquinabilidade relativa dos materiais por electroerosão é obtida através do

chamado índice de maquinabilidade (Cm) de Reynaerts (1997) que propõem uma relação com

as propriedades físicas dos materiais que são essenciais na maquinabilidade de materiais.

Segundo o autor, quanto mais elevado for o valor do índice mais difícil se torna maquinar o

material através do processo de EDM. Esta expressão tem a forma,

Cm= λ.c.Tm2

, [1]

onde, o parâmetro λ é a condutividade térmica [W/K.m], c é o calor específico [J/m3.K] e Tm é o

ponto de fusão [K] do material da peça a erodir. É importante fazer notar que este índice é

bastante afetado pela temperatura de fusão que surge na expressão elevado ao quadrado.

A quantificação da taxa de remoção de material (MRR, material removal rate), pode ser

expressa pela Eq.2 que relaciona as medidas da variação de volume da peça e o tempo de

processamento do material. Deste modo, a expressão tem a forma,

MRR= WPVB-WPVA

𝑇𝑚 , [2]

onde, o parâmetro WPVB representa o volume da peça antes da maquinagem, e o WPVA

representa o volume da peça depois da maquinagem. A utilização desta expressão é comum

na literatura da especialidade para avaliar o desempenho do processo. Podemos tomar como

exemplo uma investigação de Khan (2011) onde é quantificada a taxa de remoção para

diferentes materiais em condições operativas comparativas. Os resultados são ilustrados na

Fig. 2.3, onde é possível observar que a taxa de remoção de material aumenta com a

intensidade de corrente. Porém, a tendência de evolução das curvas não interseta a origem

indiciando a existência de uma energia mínima de descarga para iniciar a erosão do material.

Este trabalho refere também que o desgaste do elétrodo-ferramenta evoluí no mesmo sentido,

7

aconselhada a utilização do conceito de taxa de remoção de material relativa com referência ao

desgaste do elétrodo-peça.

Fig. 2.3 – Taxa de remoção do material em função da corrente (Khan, 2011).

2.2.2. Taxa de desgaste do elétrodo

Em grande parte das aplicações industriais, o custo do elétrodo-ferramenta é o

principal fator a ter em conta no que toca aos custos de fabrico de uma determinada peça.

Mas, o desgaste excessivo do elétrodo pode levar a que a qualidade e rigor dimensional da

peça final sejam comprometidos. Deste modo, a taxa de desgaste do elétrodo merece especial

atenção. A taxa de desgaste do elétrodo (EWR, electrode wear rate) pode ser expressa pelo

quociente entre o volume de material retirado do elétrodo e o tempo de maquinagem, cuja

expressão é,

EWR= EVB-EVA

𝑇𝑚 , [3]

Onde, o parâmetro EVB é o volume do elétrodo antes da maquinagem, e o EVA é o

volume do elétrodo após maquinagem.

Porém, é comum relacionar a taxa de desgaste do elétrodo com a taxa de remoção de

material para facilitar a otimização do processo de fabrico, e assim evitar um desgaste

excessivo do elétrodo. Este indicador de desgaste relativo (WR, relative wear) é o quociente

entre volume de material removido da peça e o volume de material desgastado do elétrodo-

ferramenta para um mesmo tempo de maquinagem, cuja expressão é,

WR= EVB-EVA

WPVB-WPVA . [4]

8

Este quociente permite através do estudo das propriedades dos materiais constituintes

do elétrodo e da peça, precaver um desgaste do elétrodo excessivo. Uma vez que, atendendo

ao desgaste do elétrodo, este pode ser alterado, se tal condição for a mais viável, em função

do material da peça a maquinar e obter um aumento da produtividade. Khan (2011) refere que,

intensidades de corrente e tensões maiores promovem o desgaste do elétrodo-ferramenta,

porém também promovem um aumento da taxa de remoção de material, sendo necessário

encontrar um compromisso entre as duas medidas de desempenho.

O desgaste do elétrodo-ferramenta não ocorre uniformemente ao longo da superfície

da ferramenta e este desvio também é influenciado pelos parâmetros operativos e pelo material

da peça a maquinar. Na Fig. 2.4 é possível observar que o desgaste na direção x é superior ao

desgaste na direção y. Este facto deve-se a que, na direção y o elétrodo possui uma espessura

maior de material, logo uma maior capacidade de dissipar o calor gerado na descarga (Khan,

2011). Na Fig. 2.5 observa-se que ambos os tipos de elétrodo-ferramenta sofrem mais

desgaste durante a maquinagem do aço relativamente ao alumínio. Sendo que, o material

constituinte da peça a maquinar também influencia a taxa de desgaste do elétrodo. Ou seja,

uma vez que a condutividade térmica do aço é baixa ( 52 W/m.K), comparativamente com a

dos dois tipos de elétrodos utilizados (cobre 391 W/m.K; bronze 159 W/m.K) e, possui uma

temperatura de fusão também elevada ( 1500 ºC), a maior parcela do calor gerado é

absorvida pelo elétrodo. No caso do alumínio, a sua condutividade térmica mais alta ( 227

W/m.K) promove um desgaste menor.

Fig. 2.4 – Desgaste do elétrodo nas direcções x e y (Khan, 2011).

9

Fig. 2.5 – Desgaste do elétrodo em função da intensidade de corrente nas direcções x e y (Khan,

2011).

2.2.3. Condição superficial

A integridade superficial de um componente e o rigor dimensional do mesmo são

parâmetros importantes a caraterizar o desempenho do processo de maquinagem. Segundo

Lee (2004), a integridade superficial de uma peça maquinada é avaliada em função da sua

rugosidade, ondulação, camada branca e fissuras, e ainda pelas tensões residuais. No caso da

maquinagem por electroerosão, a ação térmica do mecanismo de remoção de material não

altera unicamente a superfície da peça metálica alvo do processo, mas também a

subsuperfície. Segundo Kruth et al. (1995), é possível diferenciar na zona termicamente

alterada (AMZ, altered metal zone) três camadas diferentes (Fig. 2.6 (a); A primeira camada é

resultante e formada pelo material fundido e expelido da cratera, sendo também constituinte

desta camada pequenas quantidades de material provenientes do elétrodo. Esta camada de

material é facilmente retirada, sendo esta proveniente de uma lavagem pouco eficiente. A

camada seguinte é denominada por camada branca. A mesma é proveniente do arrefecimento

abrupto e bastante rápido do material que não é expelido da cratera, derivado da ação do

dielétrico. Uma vez que, esta camada de material está sujeita a uma grande entrega térmica da

descarga, o material constituinte da mesma toma características de elevada dureza e grande

fragilidade, sofrendo no processo alterações metalúrgicas e cristalinas. Nesta camada podem-

se formar micro fissuras, sendo que se a camada não for removida ou retirada o componente

pode falhar prematuramente. A última camada, em contacto com o material base diz respeito á

camada afetada pelo calor do processo, sendo a mesma apenas aquecida mas não funde

(Kumar et al., 2004). A espessura da camada branca é então um ponto de muito interesse,

uma vez que, a falta de controlo da mesma pode levar à falha prematura de um determinado

componente em função da sua utilização. Lee (2004) afirma que a espessura da camada

10

branca é influenciada pela entrega energética no processo, confirmando nos seus estudos que

a espessura é influenciada pela intensidade de corrente e pelo tempo de impulso ativo (TON)

(Fig. 2.6 (b))

(a) (b)

Fig. 2.6 – Zona termicamente afetada numa superfície maquinada por electroerosão; (a)

Camadas formadas no material através do processo de EDM (Kruth et al., 1995). (b) Evolução da

espessura da camada branca em função dos parâmetros operacionais Lee (2004).

No seu estudo acerca da condição superficial de peças maquinadas através do

processo de electroerosão, Lee (2004), apresenta ainda dados referentes à rugosidade em

função dos parâmetros operativos. Segundo o mesmo, a rugosidade da peça maquinada é

influenciada pelo tempo de impulso (TON), sendo que a evolução da taxa de material removido

tem um comportamento muito similar à rugosidade para um mesmo tempo de descarga (Fig.

2.7). Tal situação seria expectável, uma vez que, para uma taxa de remoção de material maior,

ou seja, mais material removido por cratera erodida, tem-se um maior valor de rugosidade. No

entanto, a partir de um determinado valor de tempo de impulso (TON) (aproximadamente 18 μs),

os valores seguem uma tendência decrescente, algo que não seria espectável. Segundo o

autor (Lee, 2004), este facto deve-se em principio à expansão do canal de plasma para tempos

mais altos.

F

i

Fig. 2.7 – Taxa de remoção de material e rugosidade Ra em função do tempo de impulso (TON)

(Lee,2004).

11

2.3. Mecanismo de remoção de material

O mecanismo de remoção de material resulta da interação entre o canal de plasma e o

material sólido da peça (Fig. 2.8.(a)). Este canal de plasma é caraterizado por ser um gás

ionizado a alta temperatura que se forma na folga entre elétrodos. A sua ação promove a

ablação do material sólido que por sua vez alimenta e permite a expansão do canal de plasma.

Para manter a estabilidade desse canal e controlar a temperatura na folga entre elétrodos é

necessário interromper as condições elétricas que garantem a existência do plasma. Este

período de pausa, antes da nova descarga, é utilizado para renovar as condições de corte.

Porém, estes períodos de pausa afetam o desempenho e a taxa de remoção de material. Por

esta razão, e por forma a encontrar um compromisso entre a estabilidade e o desempenho do

processo são utilizadas descargas elétricas pulsadas a uma frequência tipicamente entre os

103 e os 106 Hz. No que se segue, serão apresentados alguns dos princípios base deste

mecanismo de remoção de material, o qual pode ser descrita em três grandes fases

(Fig.2.8.(b)), são elas: (i) a fase formação do plasma, (ii) a fase de expansão do canal de

plasma, e (iii) a extinção do canal de plasma.

(a) (b)

Fig.2.8 – Mecanismo de remoção de material por electroerosão; (a) Elementos básicos de EDM

(Elman, 2001); (b) Fases do mecanismo de remoção de material em EDM (Descoeudres, 2006).

2.3.1. A formação do canal de plasma

O plasma foi inicialmente identificado por William Crookes em 1879, sendo que, um

plasma é um conjunto de eletrões, iões e partículas neutras conhecido como o quarto estado

da matéria. A presença de iões carregados significa que um plasma é altamente condutor,

respondendo fortemente à presença de campos magnéticos e elétricos. O mecanismo de

12

formação do plasma ainda não é um tema de fácil explicação, contudo através de algumas

simplificações é possível definir o seu modo de formação.

Sabe-se que, todo e qualquer corpo com temperatura superior a zero absoluto possui

movimento aleatório dos seus átomos constituintes. Sendo que, quanto maior for a energia

entregue, por exemplo a um corpo sólido, maior será o movimento. A partir de um determinado

valor de energia fornecida, as ligações que concedem essa mesma estrutura sólida podem

quebrar, passando o corpo de sólido a líquido. Continuando a fornecer energia ao corpo, agora

líquido, as moléculas irão se separar, acontecendo o fenómeno da ebulição, passando o líquido

a gás. Uma vez fornecida uma quantidade de energia térmica por átomo que, seja maior que a

energia de ligação eletrão/núcleo, os átomos são decompostos em iões e eletrões, ficando o

gás ionizado. Este gás ionizado constituído por iões, eletrões e partículas neutras é chamado

de plasma.

Atendendo à literatura, é possível constatar que, a maior parte das análises efetuadas

em documentos publicados compreende o estudo da formação de plasmas em atmosfera de

gás a baixa pressão (Descoeudres, 2006). Contudo, as descargas efetuadas na maquinagem

por electroerosão são feitas em líquido dielétrico à pressão atmosférica, promovendo

diferenças na densidade elétrica do meio. Ou seja, a maior densidade dos líquidos dificulta a

disrupção do meio sendo necessário um campo elétrico mais intenso do que nos gases. No

entanto, sendo os estados da matéria diferentes, algumas considerações são comparáveis

entre eles no que respeita à formação do canal de plasma (Descoeudres, 2006). Em EDM,

como referido anteriormente, o processo acontece através da utilização de um líquido

dielétrico, por tanto não condutor. Com vista a ionizar o meio, aplica-se entre o elétrodo e a

peça uma diferença de potencial, sendo que, aumentando essa diferença de potencial ou

diminuindo o valor da folga, aumenta-se o valor do campo elétrico na folga. Quando esse

campo elétrico atinge um valor suficientemente elevado dá-se a disrupção do dielétrico.

A Fig. 2.9 apresenta uma descrição simplificada do mecanismo de ionização do meio

dielétrico. Antes da formação do canal de plasma existe a formação primária de um canal de

plasma fracamente ionizado designado por streamers. Estes canais podem ser de três tipos:

positivos, negativos e avalanche de electrões primária. A formação de um streamer depende

da formação de uma avalanche de eletrões primária (Fig. 2.9 (a)). Associado com a avalanche

de eletrões está um campo elétrico carregado, consequência da polarização das cargas no seu

interior, em que este mesmo campo elétrico aumenta com a propagação e crescimento da

avalanche de eletrões. Quando a avalanche alcança um determinado valor igual ou superior ao

campo externo e se, a densidade do líquido não for elevada, forma-se uma micro bolha de

vapor, em que dentro da mesma se iniciará o streamer. Uma vez que o streamer se encontre

iniciado, o mesmo propaga-se e cresce em função da natureza aleatória do seu mecanismo de

propagação. A velocidade desta propagação é bastante elevada 106 m/s.

Em gaps e voltagens relativamente baixas, a passagem avalanche-streamer apenas

ocorre quando a avalanche chega ao ânodo, atravessando todo o gap. A avalanche, nestes

casos não cresce o suficiente e nem o campo é suficientemente forte para ionizar a região,

13

sendo que depois da avalanche atingir o ânodo o streamer é aí formado e propaga-se do

ânodo para o cátodo – streamer positivo (Fig. 2.9 (b)). No entanto, para valores de gap e

voltagem maiores, o campo carregado eletricamente criado na avalanche pode ser

suficientemente forte para que se dê a criação do streamer antes da avalanche atingir o ânodo.

Ou seja, a transição avalanche-streamer ocorre no gap, sendo que o streamer se propaga a

partir do cátodo – streamer negativo (Fig. 2.9 (c)).

Fig.2.9 – (a) Propagação da avalanche de eletrões primária; (b) Propagação de um streamer

positivo; (c) Propagação de um streamer negativo (Descoeudres, 2006).

Na prática industrial a formação dos streamers é conhecida por fase de ionização do

meio dielétrico ou por formação do canal de plasma, e corresponde à primeira fase do

mecanismo de remoção de material por eletroerosão. Para que o canal de plasma se forme é

necessária a existência de um potencial elétrico que permite ao streamers estabelecer uma

ponte elétrica entre elétrodos num período de tempo inferior ao tempo de impulso. O valor do

potencial elétrico é definido pelo quociente entre a diferença de potencial e a folga entre

elétrodos. Assim que o valor do potencial ultrapassa a resistência dielétrica do meio dá-se

início à criação do canal de plasma. Este é um fenómeno pontual e localizado numa

singularidade da superfície da peça onde o potencial elétrico atinge um máximo; Geralmente

influenciado pelas microgeométricas da superfície.

O processo de maquinagem por electroerosão é realizado com emersão dos elétrodos

num meio dielétrico. Tipicamente este meio dielétrico é um líquido à base de óleo

hidrocarboneto ou água desionizada. A razão da utilização de um meio líquido está associado

à capacidade deste remover as partículas erodidas e o calor gerado pelo processo. Porém, é

muitas vezes negligenciada a função primária do dielétrico líquido, a qual passa por permitir

acumular uma maior quantidade de energia capacitiva que posteriormente permitirá manter

constante a densidade de corrente durante a descarga elétrica. De facto, a existência de gases

dissolvidos no fluido é indesejada por promover a formação precoce do plasma, baixando a sua

eficácia no processamento do material (Kunieda, 2005). A ionização do meio dielétrico é

igualmente influenciada pela existência de partículas condutoras e cargas elétricas durante a

formação do campo elétrico que são atraídas para as regiões de maior potencial elétrico.

14

2.3.2. A ação do plasma sobre o material da peça

O canal de plasma formado entre os elétrodos possui uma temperatura do gás ionizado

compreendida num intervalo típico de 8.000 a 12.000 ºC (Pandey et al., 2010). Esta gama pode

variar em função dos materiais constituintes dos elétrodos e da assinatura do pulso elétrico. A

transferência de energia entre o plasma e a peça ocorre para condições de corrente e tensão

elétrica constantes. Porém, este estado pseudo-estacionário é o resultado da variação da

resistividade elétrica do meio e da expansão do canal de plasma. Esta condição altamente

transiente é responsável pelo aumento abrupto da pressão no interior do canal de plasma que,

por sua vez desenvolve uma ação mecânica de expulsão do material na frente do canal de

plasma.

A temperatura elevada no interior do canal de plasma é o resultado da cinemática das

cargas elétricas que chocam com as moléculas do meio dielétrico e com a estrutura cristalina

dos elétrodos provocando excitação com consequente aquecimento, fusão e vaporização

destes materiais. Os eletrões que se soltaram do elétrodo ligado ao polo negativo chocam com

as partículas neutras presentes no fluido dielétrico que se dissociam em partículas carregadas

positiva e negativamente. Estas durante a fase de descarga dirigem-se para o cátodo e para o

ânodo respetivamente. Porém, é muitas vezes esquecido que a radiação luminosa que ocorre

durante este processo é o principal meio através do qual é realizada a transferência de energia

do plasma para o dielétrico líquido e materiais metálicos. De fato, a descarga elétrica é

bastante visível (canal de plasma de cor brilhante de forte intensidade) em particular

considerando que é gerada por energia concentrada num canal de plasma de volume muito

reduzido (alguns microns). Ainda, que esta radiação tem a capacidade de aquecer, evaporar e

pressurizar uma bolsa de gás sobreaquecido em redor do canal de plasma resultantes da

vaporização do dielétrico líquido.

A remoção de material acontece devido à ação térmica promovida por um canal de

plasma. Ou seja, o poder energético de uma descarga que pode ser quantificado em função da

tensão de descarga V(t), da intensidade de descarga I(t) e pelo tempo de descarga ta através

da Eq. 5. Como resultado de cada descarga (pulso) é formada na peça e também no elétrodo-

ferramenta uma pequena cratera erodida, onde o volume de material removido será uma

função da energia térmica entregue.

W=∫ V(t) I(t) dt ta

0 , [5]

2.3.3. A extinção do canal de plasma

O canal de descarga tende a extinguir-se no tempo devido ao aumento da resistividade

do plasma, porém tal não chega a suceder pois o circuito de potência interrompe de forma

predefinida a passagem de corrente. Este procedimento está relacionado com parâmetros

15

operativos simples, tais como, a entrega térmica e a densidade de energia, por forma a permitir

obter uma remoção controlada do material. Quando a descarga elétrica é interrompida, a

pressão hidrostática do canal de plasma cessa e o dielétrico líquido tende a ocupar o espaço

anteriormente ocupado pelo canal de plasma promovendo a remoção das partículas metálicas

erodidas durante a descarga e em suspensão sobre a cratera. Seguindo um processo de

recombinação dos iões e eletrões existentes no meio para um estado de excitação inferior.

Porém, a elevada carga térmica existente nesta zona confinada entre elétrodos mantem as

bolsas de gás vaporizado e sobreaquecido durante um período de tempo superior ao do tempo

de impulso. Para promover uma reposição mais rápida das condições operativas iniciais é

utilizado um circuito de lavagem com passagem forçada e recirculação do dielétrico líquido na

folga entre elétrodos, com impacto significativo na eficiência e eficácia global do processo. O

material fundido é então removido pela passagem do dielétrico deixando assim uma cratera

erodida na superfície maquinada da peça. (Shuvra et al,, 2003)

A cratera erodida pode ser descrita de forma aproximada a uma calote esférica. Esta

morfologia da cratera está relacionada com a formação e expansão radial do canal de plasma.

Como a zona central da calote esférica corresponde ao ponto singular de início da descarga

elétrica, o tempo de exposição do material sólido da peça é maior nesta zona assim como a

profundidade alcançada. Este tipo de geometria foi proposta por Dibitonto (1989) considerando

simplificações do tipo ponta-plano (fonte de calor) (Ver Fig. 2.10 (a)). Mais recentemente,

autores como Salonitis (2009) ou Popa (2009), afirmam também que as crateras erodidas

podem ser representadas através do modelo da meia calote esférica (Ver Fig. 2.10 (b)).

(a) (b)

Fig. 2.10 – Morfologia da cratera erodida; (a) Modelo ponta-plano (fonte de calor)

(Dibitonto,1989), (b) Geometria da cratera proposta nos modelos de meia calote esférica

(Bragança, 2013).

Porém, atendendo às crateras erodidas através do processo em ambiente controlado

laboratorial, pode chegar-se á conclusão de que as mesmas apresentam uma geometria

menos esbelta, sendo que a sua forma se assemelha mais a um prato plano (Fig 2.11 (b)). A

observação cuidada das crateras erodidas permite concluir que as mesmas possuem rebordos

periféricos, superfícies onduladas no interior e a presença de pequenas crateras em seu redor,

raramente exibindo o formato esférico perfeito. Por vezes, estes rebordos e pináculos possuem

dimensões aproximadas à profundidade máxima da cratera. Ou seja, é possível concluir-se que

o mecanismo de remoção de material é acompanhado por um mecanismo de transferência de

material fundido (Bragança, 2013).

16

(a) (b)

Fig. 2.11 - Representação esquemática da cratera erodida a) cratera ideal e b) cratera

simplificada. (Bragança, 2013).

Na literatura da especialidade podem ser encontrados vários modelos acerca da

geometria de uma cratera erodida. Ao longo dos anos, vários estudos teóricos (recorrendo a

simplificações) e práticos, levaram a que se tenham formulado vários modelos, porém nenhum

deles ainda se tornou único e de consenso geral. Na figura 2.12, podem ser observados vários

modelos criados por diversos autores, entre eles os referidos anteriormente.

Fig. 2.12 – Valores de vários modelos referentes à geometria da morfologia de uma cratera

erodida (Bragança 2013).

17

Capítulo 3

Desenvolvimento Experimental Este capítulo apresenta o aparato experimental onde foram realizados os ensaios

laboratoriais, detalhando as modificações efetuadas. Em seguida apresenta o procedimento

experimental, o plano de ensaios e as dificuldades encontradas durante a realização da

investigação.

3.1. Aparato experimental

Os equipamentos de electroerosão que se encontram no mercado são na sua grande

maioria desenvolvidos para a produção de componentes industriais. As suas caraterísticas não

permitem flexibilidade para ajustar de forma independente os parâmetros operativos ou a

realização de um número discreto de descargas elétricas. Estas máquinas restringem uma

combinação de parâmetros fechada e que não pode ser alterada dificultando a realização de

ensaios laboratoriais em condições controladas.

Com o objetivo de estudar o mecanismo de remoção de material através do processo

de electroerosão, utilizou-se um aparato experimental desenvolvido primeiramente por Martins

(2007) e Bragança (2008), e remodelado posteriormente por Grencho (2015). Numa fase inicial

da presente investigação procurou-se compreender o funcionamento do aparato, identificar as

suas lacunas e anomalias, e proceder a intervenções de melhoria entre os diferentes módulos

e a redução de impedâncias nos vários circuitos constituintes do aparato. Com estes objetivos,

foram modificadas placas de circuito impresso (PCB) que assim reduziram impedâncias no

circuito e permitiram que o aparato experimental passa-se a estar melhor organizado na caixa

de segurança apropriada, evitando-se assim potenciais incidentes com cabos soltos, uma vez

que, o aparato permite efetuar descargas com tensões superiores a 200 V. Através da

remodelação a que o aparato inicial foi alvo, é possível efetuar descargas com um maior

controlo dos parâmetros e uma maior qualidade das mesmas.

18

O aparato experimental é constituído por uma estrutura em formato de pórtico, uma

cadeia cinemática, uma fonte de potência (dentro da caixa de segurança) e um computador

que permite o controlo dos parâmetros operativos e dos servo motores presentes na estrutura

em pórtico. Através deste aparato, o utilizador pode recorrer a diferentes tipos de descarga

consoante o seu objetivo, recorrendo ao painel de interruptores e ao software de controlo

desenvolvido por Gaspar (2010).

No que diz respeito à componente cinemática da máquina (Fig. 3.1), esta é composta

por uma estrutura em formato de pórtico em alumínio, sendo que este tipo de formato foi

utilizado com o objetivo de aumentar ao máximo a rigidez do sistema. Com o objetivo de retirar

interferências exteriores, nomeadamente, vibrações ou outros comportamentos anómalos, a

estrutura está fixa numa base de granito. No interior da estrutura em formato de pórtico, a

componente cinemática da bancada é constituída por uma mesa de movimentos cruzados

permitindo a deslocação da peça nos eixos XX e YY (movimentos horizontais e

perpendiculares entre si).

(a) (b)

Fig. 3.1 - (a) Estrutura em pórtico (Martins, 2007); (b) Cadeia cinemática eixo Z (Bragança,

2013).

A bancada possui ainda uma bucha de aperto (porta-elétrodos) onde o elétrodo é

fixado constituindo o terceiro eixo, o eixo dos ZZ (movimento vertical). O movimento vertical é

efetuado através de duas etapas durante um ensaio. Primeiramente, é efetuado um avanço

rápido executado através de um fuso de recirculação de esferas, sendo acionado através de

um motor DC. Seguidamente, é executado um movimento de precisão efetuado através de

micrómetro. O micrómetro neste eixo possui uma relação de 500 μm/volta, sendo o mesmo

acionado por um motor de passo com uma resolução de 200 steps/volta. O motor de passo

transmite o movimento de rotação ao tambor do micrómetro através de um sistema de polias e

correia (Ver Fig. 3.2 (b)), que por sua vez transmite ao parafuso do micrómetro um movimento

de rotação e translação. Uma vez que, o movimento desejado no porta-elétrodos é apenas o

movimento de translação em Z, do sistema faz parte uma esfera posicionada entre o

19

micrómetro e um parafuso calibrado no porta-elétrodos, acoplado ao mesmo. A componente de

rotação é anulada uma vez que a esfera apenas desliza sobre a cabeça do parafuso (Ver Fig.

3.2 (a)).

(a) (b)

Fig. 3.2 – (a) Esquema funcional do eixo de precisão (Gaspar, 2010); (b) Sistema de polias e

correia.

Fig. 3.3 – Esquema funcional simplificado (Grencho, 2015).

Atendendo ao esquema funcional simplificado exposto anteriormente (Fig. 3.3), podem

destacar-se quatro tipos principais de circuito, são eles:

Circuito de potência (conjunto peça/eléctrodo ligados a este);

Circuito comutador de segurança (protecção entre o computador e a potência);

Circuitos modeladores de sinal (controlo da intensidade de corrente);

Circuito de controlo de motores (passo e DC (opcional)).

No centro da caixa de segurança (Fig. 3.4) existe ainda uma placa de PCB onde se podem

encontrar todas as fontes de tensão, sendo que, os vários circuitos modeladores de sinais de

controlo, de potência e de segurança encontram-se ligados à mesma, possibilitando deste

20

modo a interação entre si. Esta placa de dimensões bastante superiores às demais, serve

ainda como intermediaria entre a placa de aquisição de dados (DAQ) e os restantes circuitos.

Fig. 3.4 – Caixa de segurança.

Com vista a fornecer a energia necessária ao processo, recorreu-se à rede pública de

fornecimento de energia elétrica. A tensão em vazio utilizada na descarga é definida através de

um transformador variável, que se encontra conectado a uma ponte retificadora. Deste modo, é

possível converter a corrente monofásica em corrente retificada. Estes componentes

encontram-se conectados a um condensador que armazena a energia permitindo descarregar

a mesma num curto espaço de tempo. Uma vez finalizados os ensaios, a energia armazenada

pode ser descarregada do sistema através de um comutador conectado a uma lâmpada (Fig.

3.5).

(a) (b)

Fig.3.5 – (a) Circuito da fonte de potência; (b) Fonte de potência (Gaspar,2010).

O aparato experimental remodelado por Grencho (2015), permite (atendendo ao

mesmo como gerador de impulsos) o estudo de três variantes através de três circuitos, são

elas: modo de potência por impulso (circuito de transístor), relaxamento com controlo por

transístor (circuito de relaxamento) e ainda uma variação do primeiro, permitindo o controlo da

taxa de fornecimento de corrente (circuito de controlo da taxa de fornecimento de corrente).

Nesta tese apenas foi utilizado o circuito de transístor (Rt) (Fig.3.6), porém,

demonstrar-se-á de seguida o funcionamento dos três circuitos. No circuito de transístor (Rt),

através da implementação de um Mosfet é possível controlar o tempo de descarga através da

abertura e fecho do mesmo em função da gama de tensões de controlo, sendo que, o controlo

do Mosfet é obtido através de um sinal proveniente da placa de aquisição de dados (DAQ). A

tensão em vazio é entregue ao processo quando o Mosfet estiver aberto, sendo que, a tensão

em vazio é controlada pelo transformador variável como referido anteriormente. Deste circuito

21

faz ainda parte um potenciómetro em que, através do mesmo é possível controlar o valor da

resistência e, como consequência controlar a intensidade de corrente entregue ao processo.

Existe também um botão que permite a escolha entre a utilização do circuito Rt isolado ou

sinérgico com Rv (circuito de controlo da taxa de fornecimento de corrente).

(a) (b)

Fig.3.6 - (a) Circuito Rt; (b) Sinal gerado pela abertura do Mosfet (Gaspar,2010)

.

O segundo circuito referido anteriormente diz respeito ao circuito de relaxamento (RC).

Este possui uma constituição bastante idêntica ao circuito de transístor (Rt), porém com um

condensador em paralelo com o processo (Fig. 3.7 (a)). Este, em função da abertura e fecho

do Mosfet possibilita que se acumule energia de forma controlada num curto intervalo de

tempo, tendo a descarga a assinatura presente na Fig. 3.7 (b). Este circuito possui também um

potenciómetro, possuindo o mesmo duas funções específicas, sendo a primeira a de

possibilitar o controlo da intensidade de corrente entregue no processo e a segunda, a de

dissipar alguma energia com vista a aumentar a vida útil do Mosfet, assim como o seu correcto

funcionamento.

(a) (b)

Fig. 3.7 – (a) Circuito RC; (b) Sinal gerado (Gaspar, 2010).

O terceiro e último circuito presente no aparato experimental é o circuito de controlo da

taxa de fornecimento de corrente (Rv) (Fig.3.8), em que, como o nome indica permite o

controlo da taxa de variação da corrente durante a descarga. Sendo que, o aparato

experimental possui um circuito resistivo variável que, com o recurso a um transístor

(acionamento analógico) permite modificar a resistência global do circuito durante a descarga.

Esta variação da corrente entregue ao processo é executada com recurso à utilização de um

BJT, em que, através de um dado sinal de referência (proveniente da DAQ) o mesmo abre e

fecha, possibilitando o estudo da influência da taxa de fornecimento de corrente no processo.

22

(a) (b)

Fig. 3.8 – (a) Circuito de controlo de taxa de fornecimento de corrente; (b) Sinal gerado

(Gaspar,2010).

O sinal de referência antes de atuar diretamente no BJT, é isolado através de um

isolamento analógico (HCNR200), que possibilita um acréscimo na definição do sinal para

qualquer tempo de impulso definido pelo utilizador (Fig. 3.9).

Fig. 3.9 - Circuito modelador de corrente simplificado (Grencho, 2015).

Com o objetivo de aumentar a corrente de entrada no isolamento, o aumento da

amplitude e uma maior linearidade do sinal, é utilizada uma montagem amplificadora de sinal,

uma vez que, a DAQ é limitada a 10 mA. Na saída do isolamento são utilizadas duas

montagens amplificadoras em série com três transístores (2n3904), permitindo deste modo a

passagem de corrente de até 100 mA, sendo a mesma injetada na base do BJT de controlo

(BUL 59). O mesmo é alimentado por uma fonte isolada, controlando por sua vez três BJT de

potência (BUL 59), sendo possível, uma vez aplicada uma tensão em vazio de 200 V, a

utilização de intensidades de corrente superiores a 20 A. Com vista a controlar diretamente a

corrente imposta no processo de electroerosão, o sistema possui ainda potenciómetros

(referido anteriormente) integrados nas bases dos BJT de controlo e de potência, permitindo

deste modo que descargas inferiores a 25 A possam ser efetuadas para uma tensão de 200 V.

Se for necessário um controlo bastante rigoroso da corrente utilizada na descarga, é

possível conjugar o circuito de transístor (Rt) apresentado primeiramente e este último. A

conjugação dos dois permite a utilização de um maior leque de tempos de descarga, uma vez

que, os BJT apenas conseguem um controlo eficaz da taxa de fornecimento de corrente

durante a descarga de valores superiores a 30 μs. Quando se pretende utilizar tempos mais

baixos, os mesmos não são suficientemente rápidos quando se pretende uma queda abrupta

de corrente. Com o Mosfet integrado no circuito Rt, este possibilita a interrupção quase

instantânea da passagem de corrente nos tempos mais baixos. O funcionamento sinérgico

23

entre o Mosfet (Circuito Rt – linha azul) e os transístores de potência (Circuito Rv – linha

amarela) encontra-se representado na Fig. 3.10 (a), sendo que a corrente entregue no

processo se encontra representada pela linha roxa.

(a) (b)

Fig. 3.10 – (a) Sinal representativo da descarga sinérgica Rt + Rv (b)Taxas de corrente:

vermelha-positiva; azul-negativa; amarela-nula (Grencho, 2015).

3.2. Controlo numérico

Com a necessidade de se controlar e monitorizar ao máximo o processo, foi

desenvolvido um programa em LabView (Gaspar, 2010) totalmente dedicado à realização de

ensaios de EDM em mono-descarga. Este programa permite um controlo dos parâmetros e

uma recolha de dados mais rápida e eficiente. O programa designado Single_Discharge possui

a interface de utilização representada através da Fig.3.11. O mesmo apresenta um modo de

fácil leitura, com um fluxo de leitura da esquerda para a direita e de cima para baixo.

O programa tem ainda como objetivo tentar minimizar ao máximo os erros por parte do

utilizador, tendo sido automatizadas o máximo de operações possíveis através do mesmo.

Através do programa, o utilizador apenas tem de indicar o gap desejado, a intensidade de

corrente e o valor de tensão e o tipo de descarga (normal ou modelada), para efetuar um

ensaio em mono-descarga.

O controlo do gap (Fig. 3.11 (c)) é efetuado através do toque elétrico entre o elétrodo e

a peça. Ou seja, o elétrodo executa um movimento descendente até tocar na peça, quando o

curto-circuito é atingido, através do motor de passo presente no eixo dos ZZ, o gap entre o

elétrodo e a peça é definido através de um movimento de subida com steps controlados.

Posteriormente, podem ser visualizadas as descargas efetuadas e, proceder à

avaliação das mesmas.

24

Fig. 3.11 - Painel de controlo do programa Single Discharge: a) Realização do zero da operação;

b) Indicação e efetuação do gap pretendido com módulo de eliminação de folgas; c) Visualização

da diferença de potencial no controlo de curto-circuito e eliminação de folgas; d) Escolha de

controlo de taxa de intensidade, introdução de parâmetros de do processo e criação de pasta de

output para gravação de dados; e) Botão de descarga; f) Repetição de descarga com variação

de gap; g) Observação da descarga e avaliação desta; h) Controlo da subida do elétrodo para

posição segura;

i) Visualização da excitação dos pólos do motor.(Gaspar, 2010).

3.3. Intervenções de melhoria no aparato experimental

Atendendo que o aparato experimental sofreu bastantes alterações e desenvolvimentos

com o trabalho desenvolvido por Grencho (2015), o mesmo não se encontrava ainda

totalmente finalizado, existindo algumas anomalias que, antes de se proceder ao conjunto de

ensaios necessários para a realização desta tese, tiveram de ser corrigidas.

Inicialmente, procedeu-se à modificação da disposição do aparato experimental que,

devido ao intenso trabalho executado, encontrava-se ainda em estado de desenvolvimento.

Como demonstra a Fig.3.12 (a), muitos dos cabos e a placa de aquisição de dados

encontravam-se soltos, constituindo deste modo um problema para o operador, ao nível do

processo experimental que não era o mais comodo e dos problemas de segurança. Todos

estes passaram a estar dentro da caixa de segurança assegurando deste modo um trabalho

seguro e eficaz (Ver Fig.3.12 (b)).

25

(a) (b)

Fig.3.12 – Aparato experimental: (a) Antes; (b) Depois.

Mesa de movimentos cruzados

Seguidamente resolveu-se alterar ligeiramente a mesa de movimentos cruzados (Ver

Fig. 3.13). A que se encontrava anteriormente na bancada apresentava alguma corrosão e

detioração dos seus componentes. A componente relativa à fixação da peça à mesa foi

também alterada com vista a permitir uma melhor estabilidade e fixação da peça. Precaveu-se

deste modo maus apertos da peça à mesa, evitando comprometer os resultados esperados. Os

eixos XX e YY são controlados através de um micrómetro, sendo que, a deslocação da peça

nestas cotas é efetuada de forma manual pelo operador.

Fig.3.13 – Mesa de movimentos cruzados.

Placa de Circuito Impresso – Comutador de Segurança

A placa PCB relativa ao comutador de segurança, como referido anteriormente, diz

respeito à componente de proteção entre o computador e o circuito de potência. Esta proteção

era efetuada por um conjunto de dois relés controlados através de sinais enviados pela DAQ,

porém os mesmos encontravam-se danificados, sendo que, se procedeu à sua substituição.

A substituição dos mesmos revelou-se um processo complicado, uma vez que, os relés

presentes na placa já não se encontram disponíveis no mercado. Ou seja, procedeu-se à

alteração do tipo de relés tendo em atenção a potência devolvida pelo transformador para o

26

qual, todo o aparato foi desenvolvido. Este foi o maior problema encontrado, uma vez que, os

únicos relés presentes no mercado adaptáveis à placa existente necessitavam do dobro da

potência do transformador para atuarem. A alteração do transformador foi posta fora de

questão, visto que, todo o aparato estava dimensionado para o mesmo, sendo a sua alteração

um consumo de tempo que não seria viável na elaboração desta tese. Como alternativa

resolveu-se utilizar um conjunto de quatro relés de baixa potência ao invés do conjunto de dois

inicial. Esta alternativa revelou-se mais cómoda em termos de substituição de componentes,

uma vez que, apenas se teve de alterar o circuito da placa de circuito impresso através do

software EAGLE PCB e refazer a mesma. Com o objetivo de elaborar a placa de circuito

impresso para o novo conjunto de quatro relés, utilizou-se a técnica de maquinagem por raios

UV. Para a utilização desta técnica, recorreu-se ao uso de placas fotossensíveis e de um

equipamento emissor de raios UV (Fig.3.14 (a)).

Posteriormente à elaboração do circuito através do software EAGLE PCB, imprimiu-se

o mesmo em folha de acetato através de uma impressora de jato de tinta. Com os circuitos

impressos e a placa fotossensível preparada, procedeu-se à construção de um recipiente com

o objetivo de confinar os raios UV, promovendo assim uma melhor exposição da placa aos

mesmos com uma incidência mais uniforme. Inseriu-se a placa fotossensível em conjunto com

a folha de acetato dentro do recipiente e aplicou-se um vidro no topo com o objetivo de

imobilizar os mesmos (Fig.3.14 (b)).

(a) (b) (c)

Fig.3.14 – (a) Emissor de raios UV; (b) Recipiente com a folha de acetato e placa fotossensível;

(c) Placa Comutador de Segurança.

Durante a fase em que o conjunto é exposto aos raios UV dentro do equipamento (7

minutos), a folha de acetato funciona como uma máscara, sendo que, apenas existe exposição

da placa nos locais onde não existir tinta. Este procedimento promove a degradação da

camada fotossensível deixando apenas na placa os circuitos impressos na folha de acetato

(máscara). De seguida, preparou-se uma solução com 8 gramas de soda cáustica (NaOH) por

litro de água com o objetivo de retirar a camada de tinta fotossensível degradada pelos raios

UV. Submergiu-se a placa na solução e movimentou-se a placa dentro da mesma de forma a

27

permitir que os circuitos ficassem visíveis. Finalmente, com o objetivo de retirar a camada de

cobre presente na placa que não se encontra protegida pela tinta das pistas, submergiu-se a

mesma dentro de uma solução de percloreto de ferro, executando movimentos com a mesma

com o objetivo de degradar a camada de cobre excedente. No final, quando todo o cobre foi

retirando, excetuando-se o presente por debaixo da tinta das pistas, mergulhou-se a placa em

água corrente com o objetivo de parar a reação. Finalmente, procedeu-se à furação da placa e

soldadura dos vários componentes à mesma (Fig.3.14 (c)) e inseriu-se a placa através de

conectores de pinos na caixa de segurança.

Depois de efetuada a placa, o software de controlo foi modificado para o uso deste

sistema e todos os componentes foram testados. Durante esta fase de testes alguns

componentes tiveram de ser substituídos por estarem totalmente danificados ou em más

condições, sendo que, esta fase revelou-se demorada pois alguns componentes tiveram de ser

encomendados.

3.4. Equipamentos de observação e metodologia de medição das crateras

Com o intuito de estudar a morfologia das crateras obtidas através dos vários ensaios,

procedeu-se à utilização de um conjunto de equipamentos de medição e observação presentes

no Laboratório de Microfabrico da Área Científica de Tecnologia Mecânica do Instituto Superior

Técnico. Primeiramente utilizou-se o microscópio óptico, sendo possível através do mesmo a

observação das crateras e a medição do seu diâmetro. Seguidamente, recorreu-se à mesa de

medição de coordenadas, em que através da mesma foi possível quantificar a profundidade

das crateras erodidas nos ensaios. Antes de se executar um set de ensaios, desenhou-se uma

matriz nas placas de material em estudo (provetes), sendo a sequência de leitura e de

execução dos ensaios sempre da esquerda para a direita e de cima para baixo (Fig.3.15 (a)).

Como referido anteriormente, a determinação do diâmetro das crateras foi obtida através da

utilização de um microscópio óptico, sendo que, o mesmo possui uma camera acoplada

permitindo deste modo a aquisição da imagem diretamente para um computador. Foi ainda

utilizada uma identação (Fig.3.15 (b)) obtida através do uso de um microdurómetro com

dimensões bem definidas. Fotografando esta identação através dos mesmos meios pelas quais

as crateras são fotografadas foi possível obter uma referência fiável, contando o número de

pixéis da cratera da identação e conhecendo as dimensões da mesma. Contabilizando o

número de pixéis de cada cratera obtida nas descargas foi possível determinar a sua dimensão

real. De modo a obter um valor de diâmetro médio, mediu-se em todas as crateras duas

direções perpendiculares entre si e, procedendo-se ao cálculo da sua média (Fig. 3.15 (c)). Em

ensaios onde não resulte apenas uma cratera, mas sim uma zona afetada com várias,

determina-se o diâmetro médio equivalente, existindo neste método algum erro associado.

28

(a) (b) (c)

Fig. 3.15 – (a) Matriz desenhada nos provetes; (b) Identação; (c) Método de medição do

diâmetros das crateras.

Seguidamente, para a determinação da profundidade das crateras obtidas, utilizou-se a

mesa de medição de coordenadas (Fig. 3.16 (a)), utilizando a técnica de cromatografia

confocal. Recorrendo a um sensor de interferometria de luz branca MG 35 STILSA (Fig. 3.16

(b)) e, encontrando-se o mesmo fixo aos três eixos da mesa (X, Y e Z) em conjunto com um

sistema de aquisição de dados, foi possível a aquisição dos dados para um computador. Foram

executados varrimentos de superfície em diversas direções de modo a determinar a

profundidade máxima das crateras obtidas.

(a) (b)

Fig. 3.16 – (a) Mesa de medição de coordenadas; (b) Sensor de interferometria de luz branca

MG 35 STILSA.

3.5. Definição do plano de ensaios

Com vista a alcançar os objetivos pretendidos na presente tese, formulou-se um plano

de ensaios em que, através da execução do mesmo fosse possível retirar dados para análise

da morfologia das crateras erodidas. Propôs-se a utilização de materiais puros e um não puro

para que fosse possível verificar as diferenças na formação das crateras. Os materiais

utilizados com um estado de pureza elevado (acima de 99 %) foram os seguintes: alumínio

(99.999 %), titânio (99.6 %), zinco (99.99 %) e estanho (99.999 %). A escolha da utilização

destes materiais puros foi ainda influenciada pelo facto de se tentar promover um meio sólido

29

homogéneo e isotrópico, procurando evitar a complexidade da análise termomecânica típica

dos materiais metálicos ligados. O material não puro escolhido apenas para análise

comparativa foi o alumínio AA1050. A escolha do material recaiu no facto de o mesmo ter

propriedades muito semelhantes a um dos materiais puros utilizados (alumínio), porém com

mesmo a ser um material metálico ligado com vários elementos diferentes na sua constituição.

A escolha de todos os materiais utilizados nesta tese prendeu-se ao facto de os mesmos se

encontrarem bastante presentes na indústria atual, sendo o estudo da sua maquinabilidade de

grande interesse.

Com vista a que se efetuassem ensaios com um gap bem definido, evitando grandes

asperidades no material, todas as placas foram devidamente polidas através do uso de lixas de

água. Este polimento permitiu ainda uma superfície das placas mais uniforme e com menos

riscos, permitindo deste modo um melhor visionamento das crateras erodidas através do

microscópio sendo mais fácil determinar a sua morfologia.

Relativamente aos parâmetros, fixou-se a tensão em vazio, a intensidade de corrente e

a polaridade, sendo estes parâmetros sempre constantes ao longo de todos os ensaios

efetuados. Optou-se pela variação do gap e do tempo de impulso, sendo possível verificar as

alterações nas crateras em função destes parâmetros. Utilizaram-se ainda dois fluídos

dielétricos e vários tipos de elétrodo diferentes, estando a justificação desta opção presente no

ponto 3.6 do presente capítulo. Os parâmetros operativos dos ensaios experimentais para cada

material, fixos e variáveis, podem ser consultados nas tabelas 3.1 e 3.2.

Tabela 3.1 - Parâmetros operativos fixos utilizados nos ensaios experimentais.

.Parâmetros

Materiais…..

Tensão

em vazio

[V]

Intensidade

de Corrente

[I]

Polaridade

Titânio

200 10 Directa

Zinco

Estanho

Alumínio

Alumínio AA1050

30

Tabela 3.2 - Parâmetros operativos variáveis utilizados nos ensaios experimentais.

.Parâmetros

Materiais…..

Fluído

Dieléctrico1

Tempo

de

Impulso

[μs]

Gap

[μm]

Material

do

Eléctrodo

Titânio Fuchs

ECOCUT

FEL SYNTH

75;

150;

225;

300

10

e

12

Cobre Zinco

Estanho

Alumínio Água

Desionizada

Alumínio

Alumínio

AA1050

Alumínio

AA1050

Com vista à criação de um canal de plasma entre o elétrodo e o provete existe ainda

um parâmetro importante a ser considerado, o tipo de circuito de potência envolvido. O mesmo

tem de permitir a geração de impulsos de tensão e corrente, com a possibilidade de controlar

os principais parâmetros elétricos necessários à descarga elétrica. O tipo de circuito de

potência utilizado para a execução das descargas foi o circuito de transístor (Rt) presente na

tabela 3.3.

Tabela 3.3 – Circuito de Potência e Assinatura Elétrica.

Circuito de Potência Assinatura Elétrica

Devido à assinatura elétrica do circuito de potência (retangular), este torna-se também

um parâmetro importante no desenvolvimento do plasma, sendo que diferentes assinaturas

elétricas proporcionam diferentes canais de plasma, influenciado o modo como o mesmo

interage com a superfície do material metálico em estudo. Como modo exemplificativo,

apresenta-se na Tabela 3.3 a assinatura elétrica executada em um dos ensaios num provete

de alumínio com um tempo de impulso de 25 μs, tensão em vazio de 200 V e uma intensidade

de 10 A com um gap de 10 μm.

1 Ver Anexo A – Propriedades dos fluídos dielétricos

31

Optou-se pela utilização deste tipo de circuito de potência uma vez que, o controlo dos

parâmetros elétricos é deste modo mais facilitado do que em outros circuitos de potência com

assinaturas elétricas mais complexas. Como referido anteriormente, o tempo de impulso neste

tipo de circuito é controlado pelo intervalo de tempo em que o Mosfet se encontra aberto e

fechado. Este facto influencia negativamente a utilizado do mesmo, visto que, a utilização de

tempos de impulso baixos é limitado pelo tipo de eletrónica utilizada no aparato experimental.

3.6. Problemas encontrados

Durante a elaboração dos ensaios ocorreram várias avarias no aparato experimental,

tanto ao nível da eletrónica e, componentes presentes na caixa de segurança, como no

computador de controlo. Efetuou-se durante o decorrer dos ensaios, uma instalação de um

sistema de controlo e aquisição de dados fruto de problemas encontrados no sistema original

do aparato experimental. Contudo, durante o processo, algumas informações respeitantes ao

controlo da bancada foram difíceis de calibrar, facto este que levou a uma perda de controlo no

tempo em que o Mosfet, que controla o tempo de descarga no processo, estaria na posição

aberto e fechado, provocando a avaria do potenciómetro que regula a intensidade de corrente

entregue durante à descarga. Depois de testar o bom estado e correto funcionamento de todos

os componentes presentes na caixa de segurança, tentou-se resolver o problema voltando a

repor algumas das definições de origem registadas durante o processo de aprendizagem da

utilização do software de controlo, revelando-se este processo eficaz, voltando o aparato a ficar

totalmente operacional, porém, foi um trabalho que se revelou muito demoroso.

Durante algum tempo, utilizou-se água desionizada para efetuar os ensaios. Na

execução dos mesmos, o computador raramente conseguia efetuar o “Zero” e controlar o valor

do gap. Bem como, com a utilização da água desionizada, os ensaios eram muitas vezes

desprezados pelas descargas em curto-circuito e em regime aberto. A causa destes problemas

deveu-se à água desionizada utlizada nos ensaios estar contaminada, tornando-se condutora e

não dielétrica. Optou-se por substituir a água desionizada por óleo (Fuchs ECOCUT FEL

SYNTH). Ainda relacionado com a dificuldade em executar o “Zero”, optou-se por mudar o

elétrodo para cobre em vez de utilizar o mesmo material no elétrodo e na peça como até então.

Esta decisão foi tomada com vista a ser possível terminar a presente tese nos prazos

estipulados devido aos ensaios falhados durante a utilização do mesmo material em ambos os

componentes. Durante a execução dos ensaios alguns chips de controlo sofreram avarias

devido ao extenso uso, sobrecargas ou aquecimento, tendo sido prontamente substituídos por

novos.

32

Capítulo 4

Resultados e Discussão Este capítulo apresenta e discute os resultados da presente investigação. A discussão

é essencialmente baseada nos resultados obtidos com o elétrodo-peça em metal-puro (titânio,

zinco e estanho), o elétrodo-ferramenta em cobre eletrolítico e o meio dielétrico em

hidrocarboneto líquido. Porém, em algumas considerações são utilizados resultados prévios

obtidos com materiais de engenharia e meio dielétrico em água desionizada para

complementar a discussão dos resultados e contribuir para uma melhor compreensão do

mecanismo de remoção de material por electroerosão. A observação experimental das crateras

permitiu tecer uma primeira análise qualitativa da sua morfologia, complementada com

medidas experimentais das suas principais caraterísticas geométricas (diâmetro e

profundidade). Estes resultados foram ainda utilizados para permitir o cálculo da energia

específica de erosão para cada um dos materiais ensaiados e ajudar no estabelecimento duma

proposta para um modelo empírico para a morfologia das crateras.

4.1. Observação das crateras erodidas

Durante o processo de electroerosão formam-se crateras com geometria

aproximadamente circular e com uma determinada profundidade na superfície dos elétrodos

sobe a ação de uma fonte de energia térmica (plasma). A observação dessas crateras foi

realizada através de um microscópio óptico (função do tamanho reduzido das mesmas) e os

resultados podem ser visualizados nas tabelas 4.1 e 4.2, referentes aos materiais puros

(titânio, zinco e estanho) e nas tabelas 4.3 e 4.4, referentes aos dois tipos de alumínio. As

tabelas apresentam crateras erodidas através da utilização de dois gaps (10 e 12 μm), sendo

que, para uma melhor compreensão do processo erosivo, cada tabela apresenta fotografias de

crateras erodidas segundo o menor e o maior tempo de impulso utilizados nos ensaios.

33

Tabela 4.1 – Crateras erodidas com um gap de 10 μm.

Titânio Zinco Estanho

Parâmetros Operativos: GAP: 10 μm; Intensidade de Corrente:10 A;

Tempo de Impulso: 75 μs

Parâmetros Operativos: GAP: 10 μm; Intensidade de Corrente:10 A;

Tempo de Impulso: 300 μs

Tabela 4.2 – Crateras erodidas com um gap de 12 μm.

Titânio Zinco Estanho

Parâmetros Operativos: GAP: 12 μm; Intensidade de Corrente:10 A;

Tempo de Impulso: 75 μs

Parâmetros Operativos: GAP: 12 μm; Intensidade de Corrente:10 A;

Tempo de Impulso: 300 μs

Observando as crateras erodidas nos três materiais puros apresentados anteriormente,

é possível constatar que, à exceção do titânio as crateras apresentam uma geometria mais ou

menos circular. Este é um resultado esperado, tendo em conta os modelos propostos pela

literatura da especialidade referentes à geometria de uma cratera erodida pelo processo de

electroerosão. Analisando em mais detalhe as fotografias, concluiu-se que o titânio apresenta

crateras com geometrias bastante variáveis, sendo que muitas vezes se observou a formação

de múltiplas crateras em função de uma só mono-descarga. Enquanto no zinco e no estanho a

maior parte das observações, apresenta geralmente uma cratera única e bem definida.

As crateras erodidas em estanho foram as que mais interesse suscitaram no

desenvolvimento deste estudo. Estas apresentam as geometrias mais regulares e com boa

34

repetibilidade. Em geral as crateras erodidas neste material apresentam uma geometria circular

quase perfeita, contudo o ponto mais interessante é a observação de múltiplos anéis axi-

simétricos, algo que não foi possível encontrar na literatura acerca do processo. Em algumas

crateras erodidas em zinco foi possível observar o mesmo fenómeno, porém num menor

número de crateras (Fig.4.1 (a)). A superfície das crateras erodidas em estanho é também um

ponto de especial interesse, visto que, apresentam superfícies lisas com muito poucas

asperidades (Fig.4.1 (b)). As crateras erodidas em zinco apresentam também superfícies deste

género, porém com um nível de asperidades mais vincadas que as erodidas no estanho. De

uma forma geral foi ainda possível verificar que, as crateras erodidas em titânio apresentam um

diâmetro menor comparativamente com as erodidas em zinco com um diâmetro maior e com as

erodidas em estanho com um diâmetro superior às duas primeiras.

(a) (b)

Fig. 4.1 – (a) Cratera erodida em zinco com formação de anéis; (b) Superfície de cratera erodida

em estanho.

A morfologia das crateras erodidas foi também observada para ligas de alumínio com

graus de pureza distintos. As observações referentes a estas encontram-se apresentadas de

seguida nas tabelas 4.3 e 4.4. Como referido anteriormente, a execução dos ensaios nos dois

alumínios revelou-se complicada de realizar e bastante morosa. Durante os ensaios, a

realização do procedimento de referência entre elétrodos mostrou-se instável e moroso. Esta

dificuldade pode estar relacionada com a elevada resistividade dos óxidos de alumínio

existentes na superfície dos elétrodos e com o controlo da condutividade da água desionizada

utilizada nas experiências. De facto, as crateras erodidas em alumínio demonstram também

uma aparência menos regular quanto à geometria das mesmas e apresentam-se com

bastantes mais asperidades (comparativamente com os materiais anteriormente

apresentados). Observando apenas as crateras erodidas nos dois alumínios, não é possível

tirar conclusões relativamente à comparabilidade entre os valores dos diâmetros, uma vez que,

as mesmas apresentam tamanhos muito próximos. Este facto seria espectável, uma vez que,

um é um material em estado puro e o outro, um derivado do primeiro com propriedades físicas

semelhantes relativamente ao ponto de fusão, condutibilidade térmica e calor específico.

Tabela 4.3 – Crateras erodidas com um gap de 10 μm (Alumínio puro e AA1050).

35

Tabela 4.4 –

Crateras erodidas com um gap de 12 μm (Alumínio puro e AA1050).

Como conclusão principal da observação das crateras e, recorrendo à literatura

disponível da especialidade, é possível afirmar que as crateras erodidas em materiais puros

apresentam uma geometria mais regular (aproximadamente circular) do que as crateras

erodidas em ligas metálicas. Constatou-se ainda através da realização dos ensaios e da

observação das crateras que, o material que apresenta uma maior dificuldade em ser

maquinado através do processo é o alumínio. Conclusão corroborada pelo especto imperfeito e

muito pouco regular das crateras obtidas, bem como pela dificuldade em estabelecer o canal

de plasma nos ensaios.

Alumínio Puro Alumínio AA 1050

Parâmetros Operativos: GAP: 10 μm; Intensidade de Corrente:10 A;

Tempo de Impulso: 75 μs

Parâmetros Operativos: GAP: 10 μm; Intensidade de Corrente:10 A;

Tempo de Impulso: 300 μs

Alumínio Puro Alumínio AA 1050

Parâmetros Operativos: GAP: 12 μm; Intensidade de Corrente:10 A;

Tempo de Impulso: 75 μs

Parâmetros Operativos: GAP: 12 μm; Intensidade de Corrente:10 A;

Tempo de Impulso: 300 μs

36

4.2. Diâmetro e profundidade das crateras erodidas

Por forma a analisar a influência dos principais parâmetros operativos na morfologia

das crateras foi representada graficamente a evolução do diâmetro e da profundidade das

crateras em função do tempo de impulso para os diferentes materiais ensaiados. Estes gráficos

permitem ainda observar a influência do valor da folga entre elétrodos. Os gráficos das Fig. 4.2

e Fig.4.3 apresentam a evolução do diâmetro das crateras, onde é possível constatar que o

seu valor aumenta com o tempo de impulso devido à uma maior entrega térmica na zona de

descarga. Este é um resultado esperado pois os ensaios foram conduzidos com tensão em

vazio e intensidade de corrente constantes. O material da peça mostrou também influenciar a

dimensão das crateras, sendo os valores mais elevados obtidos no estanho, seguindo o zinco

e o titânio com os valores mais baixos. Considerando a temperatura de fusão dos três

materiais, sendo a do titânio seguido do zinco e do estanho em forma decrescente de valor e,

admitindo que esta é apenas uma das propriedades físicas dos materiais que interessa ser

tomada em conta no estudo do processo erosivo, está seria uma conclusão espectável.

Examinando os dois gráficos com maior pormenor, é possível constatar que os diâmetros das

crateras erodidas em estanho apresentam valores com algum desfasamento relativamente aos

diâmetros obtidos para o zinco e para o titânio que apresentam valores mais próximos entre

sim. Outra conclusão possível de ser retirada é que, o material que apresenta uma maior

variação do diâmetro em função do tempo de impulso utilizado é o estanho. Em sentido oposto,

o que apresenta menor variação é o titânio. A análise da influência do valor da folga no

diâmetro das crateras mostrar que este aumenta com o volume confinado entre as superfícies

dos elétrodos. O diâmetro é maior para a folga de 12 μm por esta condição permitir um maior

armazenamento de energia capacitiva e consequentemente manter a densidade de corrente

num nível mais elevado.

A evolução da profundidade das crateras em função do tempo de impulso é

apresentada nas Fig. 4.4 e Fig. 4.5, para os diferentes materiais ensaiados e para diferentes

valores de folga entre elétrodos. A análise destes resultados mostra que o valor absoluto da

profundidade é menos influenciado pelos parâmetros operativos do que o diâmetro da cratera.

Este resultado parece indiciar uma alteração da morfologia das crateras ao longo da descarga

com um aumento maior do diâmetro do que com a profundidade. Contudo, o valor de

profundidade parece responder à mudança do material da peça, sendo possível afirmar que os

mesmos seguem a tendência discutida anteriormente sobre as Fig. 4.2 e Fig.4.3. É possível

observar algumas divergências nos gráficos, mas o autor considerou que os desvios na medida

experimental e a natureza estocástica do processo influenciaram os resultados.

37

Fig. 4.2 – Diâmetro da Cratera Vs Tempo de Impulso (gap 10 μm).

Fig. 4.3 – Diâmetro da Cratera Vs Tempo de Impulso (gap 12 μm).

Fig. 4.4 – Profundidade da Cratera Vs Tempo de Impulso (gap 10 μm).

0

50

100

150

200

250

300

350

400

0 50 100 150 200 250 300 350

Diâ

metr

o d

a C

rate

ra [

μm

]

Tempo de Impulso [μs]

Titânio

Zinco

Estanho

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

0 100 200 300 400

Diâ

metr

o d

a C

rate

ra [

μm

]

Tempo de Impulso [μs]

Titânio

Zinco

Estanho

0

5

10

15

20

25

0 50 100 150 200 250 300 350

Pro

fundid

ade

da C

rate

ra [

μm

]

Tempo de Impulso [μs]

Titânio

Zinco

Estanho

38

Fig. 4.5 – Profundidade da Cratera Vs Tempo de Impulso (gap 12 μm).

O plasma é um canal de gás ionizado a alta temperatura alimentado pelos iões

metálicos dos elétrodos. Deste modo, interessa perceber de que forma pequenas alterações

dos elementos de liga podem contestar os resultados anteriormente discutidos. As Fig. 4.6 e

Fig.4.7 apresentam a evolução do diâmetro das crateras para duas ligas de alumínio. Porém,

importa referir a dificuldade em obter estas medidas através da cromatografia confocal devido à

refletividade deste tipo de materiais. Observando os gráficos é percetível que no primeiro (Fig.

4.6), o alumínio puro apresenta valores de diâmetro superiores aos do alumínio AA 1050,

porém no segundo (Fig.4.7), a situação inverte-se. Esta análise permite compreender que,

variando o valor da folga, materiais não puros podem ter comportamentos diferentes dos

materiais puros, não sendo o seu comportamento tão linear. Em concordância com os três

materiais puros apresentados anteriormente, no caso do alumínio puro, existe um aumento do

diâmetro bem vincado em função do tempo de impulso. Esta situação verifica-se também no

caso do alumínio AA1050, no entanto de forma menos vincada. Neste caso, foi também

perceptível o aumento (na sua grande generalidade) do valor do diâmetro quando aumentado o

valor do gap. Contudo, devido à natureza estocástica do processo teria sido aconselhável

realizar uma investigação experimental mais extensa, tanto mais que foi observada alguma

contaminação do dielétrico.

Fig. 4.6 – Diâmetro da Cratera Vs Tempo de Impulso (gap 10 μm (Alumínio puro e AA1050)).

0

5

10

15

20

25

0 50 100 150 200 250 300 350

Pro

fundid

ade d

a C

rate

ra [

μm

]

Tempo de Impulso [μs]

Titânio

Zinco

Estanho

0

20

40

60

80

100

120

0 50 100 150 200 250 300 350

Diâ

metr

o d

a C

rate

ra [

μm

]

Tempo de Impulso [μs]

Alumínio Puro

Alumínio AA1050

39

Fig. 4.7 – Diâmetro da Cratera Vs Tempo de Impulso (gap 12 μm (Alumínio puro e AA1050)).

4.3. Energia específica de erosão

A seção anterior mostrou que o tamanho da cratera, e logo o volume de material

removido, varia com o material a processar. Este resultado é um primeiro indicador da maior

dificuldade em remover alguns tipos de materiais. A equação de Reynaerts (1997) facilita a

compreensão sobre a influência de determinadas propriedades físicas no processo de remoção

de material, fazendo intervir propriedades físicas fundamentais ligadas ao processo erosivo

quando o material é sujeito a uma fonte de poder calorifico (ponto de fusão, calor especifico e

condutividade térmica). A tabela 4.5 apresenta os índices de maquinabilidade de Reynaerts

calculados para os materiais ensaiados com elétrodo-ferramenta em cobre e dielétrico líquido

em hidrocarboneto. De acordo com Rayernart (1997), materiais que apresentem um elevado

índice Cm são apropriados para serem utilizados como elétrodo, enquanto materiais com baixo

índice são apropriados para ser utilizados como peça. Normalmente, no processo de EDM o

objetivo passa por erodir ao máximo a peça e minimizar o desgaste do elétrodo. De acordo

com o autor, peças com um índice mais elevado são mais difíceis de maquinar ao invés de

peças com um índice mais baixo.

Tabela 4.5 – Índice de maquinabilidade por electroerosão Cm2.

Materiais:

Propriedades: Titânio Zinco Estanho Cobre

Ponto de Fusão [K] 1930,0 693,0 505,0 1360,0

Calor Especifico [J/(Kg.K)] 528,0 390,0 256,0 385,0

Condutividade Térmica [W/(m.K)] 17,0 112,2 63,2 398,0

Densidade [Kg/m³] 4500,0 7100,0 7290,0 8960,0

Índice Cm [J²/(m.s.Kg)] 3,343E+10 2,101E+10 4,126E+09 2,834E+11

2 Propriedades físicas dos materiais da biblioteca de dados MatWeb (Material Property Data).

0

20

40

60

80

100

120

140

160

0 50 100 150 200 250 300 350

Diâ

metr

o d

a C

rate

ra [

μm

]

Tempo de Impulso [μs]

Alumínio Puro

Alumínio AA1050

40

A tabela 4.5 mostra que o cobre eletrolítico é o material com maior índice de

maquinabilidade, fazendo deste o mais apropriado para material constituinte do elétrodo-

ferramenta. Atendendo aos dados presentes na tabela é possível constatar que, o cobre possui

um elevado ponto de fusão, comparativamente com os restantes materiais utilizados como

peça excetuando o titânio. Esta é uma das propriedades mais importantes na aplicação do

índice Cm, visto que, na equação que determina o índice este valor encontra-se elevado ao

quadrado. Assim como, é de notar uma condutividade térmica muito mais elevada no cobre do

que nos restantes materiais. Esta elevada condutividade proporciona ao material uma grande

capacidade de dissipação de calor, sendo estas duas propriedades as mais notórias que

favorecem o elevado índice Cm e a utilização do mesmo como elétrodo, uma vez que, é

necessário uma grande quantidade de energia térmica para desgastar o mesmo. O seu calor

específico (energia necessária para que a temperatura varie um grau em um grama de

material) é também um fator muito importante, porém não tão notório em relação aos restantes

materiais presentes na tabela como as demais referidas.

A tabela 4.5 mostra para os materiais da peça que, de forma decrescente de

dificuldade de maquinagem, o Titânio é o mais difícil de maquinar seguido do Zinco e do

Estanho. Tendo em especial atenção o titânio é possível observar que as propriedades do

mesmo diferem bastante em relação aos demais. Este possui um ponto de fusão muito

elevado, sendo esta a principal propriedade que lhe conferem o índice mais elevado (entre os

materiais utilizados como peça) pelo mesmo se encontrar elevado ao quadrado na equação.

Outra propriedade interessante do material é a sua baixíssima condutividade térmica,

propriedade que lhe confere uma baixa capacidade de dispersão de calor, sendo caracterizado

por uma elevada resistência térmica. Este será então segundo o índice o material que (para os

mesmos parâmetros operativos de descarga) possuirá uma menor remoção de material. Em

situação oposta, encontra-se o Estanho. O mesmo possui o índice mais baixo dos três, sendo

que este valor se deve principalmente ao seu baixo ponto de fusão e baixo calor específico (os

valores mais baixos dos três materiais) e ainda uma baixa condutividade térmica, sendo então

espectável que o mesmo apresente a maior remoção de material. Este facto é de fácil

compreensão, uma vez que, é o material que mais facilmente varia de temperatura quando

sujeito a uma fonte de calor e que mais facilmente passa do estado sólido ao estado líquido.

Com vista a determinar se os valores referentes aos índices condizem com os dados

retirados dos ensaios executados na presente tese, determinou-se para os três materiais puros

(Titânio, Zinco e Estanho) o valor da energia específica de erosão. Neste ponto, apenas o

Titânio, Zinco e Estanho foram considerados, uma vez que, para a determinação da potência

específica de erosão é necessário calcular o valor de volume de material retirado durante cada

ensaio. Como no caso dos alumínios, o valor da profundidade não foi possível de determinar,

não foi possível efetuar o cálculo da potência para os mesmos. Com o objetivo de determinar o

volume de material removido durante cada ensaio, foi necessário encontrar um modelo que

expressa-se a forma geométrica típica de uma cratera erodida por electroerosão. O modelo

encontrado que mais se assemelha às crateras erodidas e observadas no presente estudo, é o

41

modelo de prato plano referido por vários autores. Este foi o modelo adotado para o cálculo

simplificado (considerando o diâmetro médio da cratera e a sua profundidade máxima) do

volume das crateras erodidas.

Determinou-se ainda a energia gasta em cada ensaio, sendo que se considerou o

tempo de impulso para esse cálculo. Esta é uma abordagem também ela simplificativa, uma

vez que, para determinar corretamente o valor ter-se-ia de utilizar os valores referentes aos

tempos de descarga. Contudo, devido à impossibilidade de obter esses tempos, utilizou-se os

tempos de impulso como aproximação. De seguida, apresentam-se os dois gráficos referentes

à potência específica de erosão em função do tempo de impulso, sendo o primeiro referente

aos ensaios realizados com gap de 10 μm (Fig.4.8) e segundo referente aos ensaios realizados

com gap de 12 μm (Fig.4.9).

Fig. 4.8 – Energia/Volume Vs Tempo de Impulso (gap 10 μm).

Fig. 4.9 – Energia/Volume Vs Tempo de Impulso (gap 12 μm).

Analisando os gráficos anteriores (Fig.4.8 e Fig.4.9) é possível constatar que, no titânio

e no estanho os valores seguem uma tendência constante. Esta seria uma conclusão

espectável, uma vez que, utilizando tempos de impulso maiores, o volume de material

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

0 50 100 150 200 250 300 350

En

erg

ia /

Vo

lum

e [

J/m

m³]

Tempo de Impulso [μs]

Titânio

Zinco

Estanho

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

1600

1800

0 50 100 150 200 250 300 350

En

erg

ia /

Vo

lum

e [

J/m

m³]

Tempo de Impulso [μs]

Titânio

Zinco

Estanho

42

removido seria maior e, de modo inverso utilizando tempos mais baixos o volume de material

removido seria menor, tendendo então o valor para uma constante. De referir, que tal situação

não se verifica no zinco, seguindo a potência específica de erosão um valor crescente em

função do aumento do tempo de impulso. Esta situação ocorre devido aos valores

determinados para os diâmetros e profundidades das crateras medidas no material. Ou seja,

no gráfico referente aos valores obtidos para o gap de 10 μm (Fig.4.8) é possível verificar que

apenas um ponto sai da média constante apresentada pelos restantes três pontos. Atendendo

ao gráfico presente na figura 4.2 relativo aos diâmetros com gap de 10 μm, é possível constatar

que para o tempo de impulso de 300 μs o diâmetro tendeu para valores mais baixos do que

com tempos de impulso mais reduzidos, justificando-se deste modo a tendência crescente

apresentada na figura 4.8. Já no gráfico referente aos valores da potência específica de erosão

para um gap de 12 μm (Fig.4.9) a tendência também crescente é obtida devido à tendência

decrescente dos valores relativos à profundidade presentes na figura 4.5. Como justificação

para este acontecimento no material está a natureza estocástica do processo de electroerosão.

Sendo que, muito provavelmente com um maior número de ensaios o valor da potência

específica de erosão tenderia neste material também para um valor constante. Os valores

podem também ser influenciados como sempre por erros de medição. No entanto, analisando a

posição dos pontos e das linhas de tendência nos dois gráficos (Fig.4.8 e Fig.4.9) é possível

correlacionar essa mesma posição com os valores obtidos para o índice de maquinabilidade

proposto por Rayernart (1997). Ou seja, observando os gráficos é possível verificar que, o

material que é necessário entregar mais energia para remover uma unidade de volume de

material (mais difícil de maquinar) é o titânio seguido do zinco e do estanho, em forma

decrescente. Situação que vai de encontro aos índices determinados através da equação

proposta por Rayernart (1997).

Como referido anteriormente, atendendo apenas ao ponto de fusão dos materiais

podem também ser retiradas conclusões. No caso do titânio, o seu ponto de fusão é bem mais

alto que o dos demais, sendo o do zinco e estanho bem mais próximos entre si. Observando os

gráficos (Fig.4.8 e Fig. 4.9), é possível constatar que, os valores referentes às potências

específicas de erosão no titânio são na sua grande maioria muito superiores às do zinco e do

estanho que apresentam valores mais uniformes entre si. Sendo que com isto se conclui que, o

ponto de fusão é um fator bastante importante. Assim como, na equação de Rayernart (1997) o

valor surge elevado ao quadrado, dependo o índice de forma maioritária (em relação às

restantes propriedades) deste valor.

4.4. Morfologia das crateras erodidas

Apresentar-se-á agora uma análise, tendo em conta os modelos presentes na literatura

da especialidade que procuram definir a morfologia de uma cratera erodida através do

processo de electroerosão. Procurou-se deste modo contrastar esses modelos com a

morfologia encontrada experimentalmente nesta tese. Atendendo à literatura desenvolvida no

43

âmbito das estimativas teóricas (acerca da morfologia de uma cratera erodida através do

processo de electroerosão) pode observar-se a aproximação da geometria a uma calote

esférica (Fig. 4.10). Este tipo de geometria foi desenvolvido tendo em consideração

simplificações do tipo ponta-plano (fonte de calor) (Dibitonto, 1989), como referido no segundo

capítulo da presente tese. Observando a figura 4.10 é possível determinar o rácio (R1) do

diâmetro em função da profundidade através da equação apresentada de seguida, sendo este

rácio um valor constante.

Fig. 4.10 - Representação esquemática da cratera ideal erodida.

R1 =∅

p=

∅

12∅= 2 [6]

No entanto, alguns autores propõem um modelo da morfologia das crateras que se

assemelha a um prato plano como referido anteriormente. Através de algumas simplificações

geométricas, pode-se assumir que este formato se assemelha ao apresentado na figura 4.11.

Fig. 4.11 - Representação esquemática da cratera erodida (Modelo prato plano).

Atendendo aos valores obtidos na presente tese considerou-se um raio médio da

cratera de 50 μm para um gap de 10 μm, sendo possível determinar um rácio compatível (R2)

com o modelo. Este não possui um valor constante, mas é sim um valor compreendido no

intervalo [2;3]. Este rácio pode ser determinado pela equação apresentada de seguida.

R2 =∅

p=

2. sen(α)

1 − cos(α)= [2; 3] [7]

44

No desenvolvimento da presente tese, como referido anteriormente, consultaram-se

dados presentes na literatura fruto de trabalhos experimentais e de simulação numérica que

demonstram que este rácio diâmetro em função da profundidade tende para um valor

constante. Ainda que, com poucos ensaios para que fosse possível afirmar a existência de um

rácio de valor constante que correlaciona os valores relativos ao diâmetro e à profundidade,

executou-se o cálculo desse mesmo rácio para os materiais puros estudados (titânio, zinco e

estanho). Os valores do rácio encontrados apresentam-se de seguida no gráfico da figura 4.12.

Fig. 4.12 – Rácio diâmetro / profundidade.

Observando o gráfico apresentado na Fig.4.12 conclui-se que, o modelo teórico

representado pela meia calote esférica (linha vermelha no gráfico) não se aproxima da

morfologia observada nas crateras erodidas na presente tese. O modelo considera que, a

profundidade da cratera erodida é igual ao raio da mesma (rácio R1), não podendo o modelo

ser de todo aceite tendo em conta os dados obtidos nas crateras erodidas em laboratório em

condições controladas. Os valores do rácio (R2) obtidos através da equação proposta na

presente tese, representativa de uma aproximação da morfologia da cratera a um prato de

fundo plano (zona sombreada a cinzento no gráfico), encontram-se efetivamente mais perto

dos valores recolhidos no decurso desta tese e da morfologia encontrada. Porém, a equação

não expressa ainda de forma correta a morfologia real de uma cratera erodida. Atendendo à

morfologia das crateras erodidas em laboratório e aos valores do rácio proposto (R2) conclui-se

que, a equação necessita de ser ajustada tendo em consideração que o valor do diâmetro da

cratera possui efetivamente um valor muito maior e, a profundidade um valor menor, do que o

considerado na elaboração da equação. No entanto, para que o acerto da equação fosse

possível teriam de se efetuar mais ensaios, testando um maior número de gaps e observando

um maior número de crateras, com vista a encontrar a real morfologia típica de uma cratera

erodida através do processo de EDM.

1

10

100

0 50 100 150 200 250 300 350

Racio

Diâ

metr

o / P

rofu

ndid

ade

Tempo de Impulso [μs]

Titânio

Zinco

Estanho

45

Capítulo 5

Conclusões e Perspetivas de

Trabalho Futuro A maquinagem por electroerosão é um dos processos de fabrico para a qual não existe

uma teoria consolidada (DiBitonto, 1989) apesar da sua importância industrial e crescente

esforço de investigação (Schumacher, 2004). Neste enquadramento, a presente investigação

procura respostas para a influência dos principais parâmetros operativos e do material

constituinte dos elétrodos em alguns dos principais parâmetros do processo (taxa de remoção

de material e morfologia das crateras erodidas). Para a realização da investigação foi

necessária a introdução de melhorias numa bancada de ensaios de mono-descarga em

condições laboratoriais controladas. O plano de ensaios envolveu a utilização de materiais

metálicos puros para permitir facilitar a interpretação das medidas experimentais e avaliar a

dificuldade da remoção do material. De facto, estes materiais são simultaneamente uteis para a

realização de investigação fundamental mas também para extrapolar a influência que os

elementos de liga podem ter na energia especifica de erosão em materiais de engenharia. Para

a investigação fundamental é indispensável a obtenção de crateras bem definidas para que

possam ser futuramente utilizadas para validar modelos e estimativas teóricas para o processo

de electroerosão.

Como primeira conclusão do trabalho desenvolvido é de salientar que, a bancada de

ensaios presente no laboratório possui uma elevada complexidade, não sendo esta necessária,

para um estudo como o proposto. Durante a execução dos ensaios existiram bastantes

problemas associados tanto a nível do software como ao nível do hardware. Uma vez que, este

trabalho propunha usar uma única assinatura elétrica pulsada DC, a bancada experimental

desenvolvida por Miguel Grencho (2015) teve que ser modificada. O software de controlo, que

permite o controlo e modelação das descargas é bastante complexo e também gerou

problemas, gerando muitas vezes avarias na eletrónica da bancada.

Como conclusão da execução prática dos ensaios através da bancada experimental,

concluísse que a mesma devia ser mais simples para um estudo deste género, assim como o

software de controlo, uma vez que, com todos os problemas encontrados não foi de todo

46

possível realizar o conjunto de ensaios necessário para que se retirassem conclusões mais

precisas e assertivas.

Ainda durante a realização dos ensaios, foi possível determinar um facto que deve ser

referido. De todos os materiais estudados, o que apresentou uma maior dificuldade na

formação do canal de plasma foi o alumínio, tanto o AA1085 como o AA1050. Facto que se

conclui, ser derivado da formação da alumina na superfície, dificultando deste modo a

passagem de corrente elétrica. Contudo, assumindo que para um estudo deste género seria

necessário a realização de um conjunto de ensaios maior, foi possível retirar algumas

conclusões referentes ao aspeto da cratera erodida e à condição superficial do material, ao

mecanismo de remoção de material associado à maquinabilidade dos diferentes materiais e

quanto à morfologia das crateras erodidas.

Como primeira conclusão referente às crateras erodidas experimentalmente, pôde

observar-se que, crateras erodidas em materiais puros apresentam uma geometria mais

uniforme e constante, quando comparadas com ligas metálicas constituídas por diferentes

elementos. Efetivamente, quando o material se encontra em estado puro, ou próximo, o

mecanismo de remoção de material através da fusão do mesmo, torna-se mais regular,

aprestando as crateras uma geometria aproximadamente circular. No caso de materiais não

puros (caso do alumínio AA 1050 estudado) conclui-se que as crateras erodidas no material

apresentam entre elas uma geometria mais disforme. Em alguns casos, em que o ponto de

fusão dos materiais puros alvo de erosão apresenta um valor mais baixo, assiste-se mesmo à

formação de crateras com múltiplos anéis axi-simétricos.

Observando os dados relativos ao diâmetro e à profundidade, em conjunto com os

dados referentes ao índice de maquinabilidade, Cm, que quantifica de alguma forma a

maquinabilidade dos materiais através do processo de electroerosão e, da análise dos dados

referentes à potência específica de erosão é possível retirar também algumas conclusões.

Atendendo aos resultados obtidos, verifica-se que o titânio é de todos o mais difícil de

maquinar. Facto que seria espectável, uma vez que, comparativamente com os restantes

materiais utilizados, este é o que possui a maior temperatura de fusão e a mais baixa

condutividade térmica. No entanto, uma conclusão importante a retirar, prende-se ao facto de

em relação à diferença de resultados entre os três materiais, o titânio e o zinco têm na grande

maioria valores mais próximos entre si, sendo que, o estanho apresenta valores com uma

distância notável comparativamente com os dois primeiros. Esta conclusão da análise dos

resultados permite referir que, atendendo aos valores do índice de maquinagem Cm, que

conjuga os valores das propriedades físicas dos materiais que mais importam na aplicação do

processo de electroerosão num material que, devido ao índice com ordem de grandeza mais

baixo que os demais (resultante das suas propriedades físicas serem favoráveis à aplicação do

processo de EDM) que, este é o material mais fácil de maquinar, não sendo os valores mais

distantes apresentados pelo mesmo estranhos ou de difícil compreensão. Conclui-se por tanto

que, ligas constituídas maioritariamente por titânio apresentam uma dificuldade acrescida em

serem maquinadas através da utilização do processo de EDM. Analisando os mesmos

47

resultados mas agora referentes aos dois alumínios maquinados, conclui-se que a presença de

elementos de liga no alumínio AA 1050 fazem com que o mesmo tenha um comportamento

diferente dos demais materiais estudados quando variado o valor do gap. No entanto como

referido anteriormente, seriam necessários mais ensaios para reforçar esta afirmação. De um

modo geral em todos os materiais estudados constatou-se que com o aumentado do tempo de

impulso, o volume de material removido é maior. Conclusão espectável atendendo à literatura

consultada, onde se referem várias equações que demonstram que quando aplicada uma

descarga de maior duração, mais energia entregue ao processo, o volume de material

removido é efetivamente maior na peça alvo de maquinação.

Referente á morfologia encontrada nas crateras erodidas experimentalmente, é

possível concluir que, a mesma não se encontra em conformidade com os modelos

apresentados na literatura da especialidade. Tendo em especial atenção o modelo teórico que

ilustra a cratera como sendo uma calote semiesférica, este modelo não é totalmente aceite,

depois de analisados todos os dados da presente tese. Os dados obtidos mostram que o

diâmetro das crateras erodidas apresenta um valor substancialmente maior que o valor relativo

à profundidade, não sendo o modelo aceite como ilustrativo da morfologia de uma cratera

erodida por electroerosão. Atendendo aos dados referidos por Ivo Bragança (2015), mais

especialmente ao seu modelo alusivo à morfologia da cratera pode concluir-se que o mesmo

está mais próximo da morfologia real obtida na presente tese, porém ainda não define

totalmente a morfologia obtida. No entanto, e como referido anteriormente, assume-se que

para que fosse possível determinar conclusões mais elucidativas, seria conveniente testar

outras condições operativas.

Como perspetivas de trabalho futuro propõem-se o desenvolvimento da bancada de

ensaios para uma configuração mais robusta e estável. Ou seja, o desenvolvimento de

módulos independentes referentes ao tipo de circuito que se pretende utilizar, promovendo

deste modo menos avarias e atrasos desnecessários na reparação da bancada. Propõem-se

ainda neste âmbito, o desenvolvimento de um software de controlo mais eficaz.

Como trabalho futuro, no âmbito da maquinabilidade de materiais através do processo

de electroerosão, propõe-se a execução de ensaios onde sejam variados mais parâmetros

operativos como a intensidade de corrente, tensão e mais valores no que diz respeito aos

tempos de impulso. Propõem-se ainda, que seja efetuado um estudo referente ao valor da

folga entre elétrodos, tentando identificar o valor ótimo para o qual se consegue majorar o

número de descargas erosivas.

Como última proposta referente à morfologia das crateras erodidas por EDM, propõem-

se que sejam efetuadas melhorias no sistema de medida por cromatografia confocal e que

sejam propostos outros modelos teóricos que permitam uma melhor aproximação da

morfologia das crateras.

48

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remains still disputed”, Journal of Materials Processing Technology 149 (2004) 376–381.

(Shuvra et al ,2003) – Klotz M.; Klocke F.; “EDM simulation: finite element-based calculation of

deformation, microstructure and residual stresses”, Journal of Materials Processing Technology,

2003.

50

Anexo A – Propriedades dos fluídos dielétricos

Água

Desionizada

pH 5-7

Condutividade a 20ºC < 3 μS/cm

Cloreto (Cl) < 0,15 mg/l

Cálcio (Ca) < 0,15 mg/l

Magnésio (Mg) < 0,005 mg/l

Dureza < 0,05 cg/l CaCO3

Fuchs

ECOCUT

FEL SYNTH

Aparência Líquido Transparente

Viscosidade cinemática a 40ºC 2.1 mm2/s

Densidade a 20º C 0.765 g/ml

Ponto de inflamação >100 ºC

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