análise das tensões residuais geradas no torneamento em ...¡lise tensões... · v resumo a...
TRANSCRIPT
CENTRO FEDERAL DE EDUCACcedilAtildeO TECNOLOacuteGICA CELSO SUCKOW DA FONSECA ndash CEFETRJ
Anaacutelise das Tensotildees Residuais Geradas no Torneamento em Altas Velocidades de um Accedilo SAE
4140
Matheus Patrick Soares Barbosa Reissel Reis de Souza
Rio de Janeiro Novembro de 2016
ii
CENTRO FEDERAL DE EDUCACcedilAtildeO TECNOLOacuteGICA CELSO SUCKOW DA FONSECA ndash CEFETRJ
Anaacutelise das Tensotildees Residuais Geradas no Torneamento em Altas Velocidades de um Accedilo SAE
4140
Matheus Patrick Soares Barbosa Reissel Reis de Souza
Projeto final apresentado em cumprimento agraves normas do Departamento de Educaccedilatildeo Superior do
CEFETRJ como parte dos requisitos para obtenccedilatildeo do tiacutetulo de Bacharel em Engenharia Mecacircnica
Profordf Orientadora Tatiane de Campos Chuvas
Rio de Janeiro Novembro de 2016
iii
Ficha catalograacutefica elaborada pela Biblioteca Central do CEFETRJ
B238 Barbosa Matheus Patrick Soares Anaacutelise das tensotildees residuais geradas no torneamento em altas
velocidades de um accedilo SAE 4140 Matheus Patrick Soares Barbosa Reissel Reis de Souzamdash2016
ix 42f + anexo il (algumas color) grafs tabs enc Projeto Final (Graduaccedilatildeo) Centro Federal de Educaccedilatildeo
Tecnoloacutegica Celso Suckow da Fonseca 2016 Bibliografia f 40-42 Orientadora Tatiane de Campos Chuvas 1 Engenharia mecacircnica 2 Tensotildees residuais 3 Torneamento
4 Raio X ndash Difraccedilatildeo 5 Accedilo I Souza Reissel Reis de II Chuvas Tatiane de Campos (Orient) III Tiacutetulo
CDD 621
iv
AGRADECIMENTOS
Agrave professora Tatiane de Campos Chuvas a quem somos eternamente gratos pela
ajuda paciecircncia e atenccedilatildeo que nos foi dada Sem seu auxiacutelio este projeto natildeo poderia ser
concluiacutedo
Aos nossos pais Joseacute Rocha Barbosa e Faacutetima Tereza de Paula Soares Barbosa pais
de Matheus Patrick Soares Barbosa e Marcos Aureacutelio Ferreira de Souza e Eloisa Helena Reis
de Souza pais de Reissel Reis de Souza pelo amor paciecircncia e dedicaccedilatildeo agrave nossa formaccedilatildeo
profissional que resultaram neste trabalho
Aos professores Joseacute Paulo Vogel e Geraldo Lima pela permissatildeo e auxiacutelio na
realizaccedilatildeo da parte experimental deste trabalho
Ao monitor Rodrigo Gonccedilalves de Souza Maciel pela preparaccedilatildeo das amostras
utilizadas para elaboraccedilatildeo deste trabalho
E agrave professora Maria Cindra Fonseca por ter disponibilizado o Laboratoacuterio de Anaacutelise
de Tensotildees ndash LAT do Departamento de Engenharia Mecacircnica da UFF para a realizaccedilatildeo das
mediccedilotildees das tensotildees
Ao CEFET-RJ Maracanatilde por ser uma casa acolhedora durante nosso percurso pelo
curso teacutecnico e graduaccedilatildeo
v
RESUMO
A presenccedila de tensotildees residuais (TR) geradas em todos os processos de fabricaccedilatildeo constitui
um dos grandes problemas encontrados na induacutestria metal-mecacircnica pois tensotildees residuais
trativas tecircm efeito deleteacuterio nos materiais diminuindo a vida em fadiga e a resistecircncia agrave
corrosatildeo sob tensatildeo dos mesmos Por outro lado tensotildees superficiais de natureza compressiva
oferecem benefiacutecios principalmente por ser uma barreira para a propagaccedilatildeo de trincas Deste
modo o estudo destas tensotildees eacute de caraacuteter fundamental para garantir a integridade estrutural
de componentes e estruturas metaacutelicas A busca por processos de fabricaccedilatildeo que reduzam o
tempo necessaacuterio para a produccedilatildeo mecacircnica eacute um dos fatores que justificam o avanccedilo
tecnoloacutegico obtido nos processos de usinagem principalmente com relaccedilatildeo a velocidade de
corte aplicada Neste trabalho foi conduzido um estudo experimental sobre a influecircncia dos
paracircmetros de usinagem no niacutevel de tensotildees residuais presentes no accedilo SAE 4140 Para isto
foram avaliadas as tensotildees residuais atraveacutes do meacutetodo de difraccedilatildeo de raios-x em amostras
que foram submetidas agrave diferentes velocidades de cortes (entre 500 e 600 m min) e
diferentes profundidades de cortes (01 e 02 mm) Observou-se que as tensotildees residuais
circunferenciais foram todas trativas o que poderia ser prejudicial em serviccedilo Contudo para
maiores valores de velocidade de corte foram obtidas menores magnitudes de tensotildees
residuais Medidas de rugosidade complementaram esse estudo
Palavras-chaves torneamento alta velocidade de corte tensotildees residuais difraccedilatildeo de raios-X
Accedilo SAE 4140
vi
ABSTRACT
The presence of residual stresses generated in all manufacturing processes is one of the major
problems encountered in the metal-mechanical industry because residual tensile stresses have
a deleterious effect on the materials reducing fatigue life and resistance to stress corrosion of
the same On the other hand surface tensions of compressive nature offer benefits mainly as
a barrier for the propagation of cracks In this way the study of these tensions is of
fundamental character to guarantee the structural integrity of metallic components and
structures The search for manufacturing processes that reduce the time required for
mechanical production is one of the factors that justify the technological advance obtained in
the machining processes especially in relation to the applied cutting speed In this work an
experimental study was conducted on the influence of machining parameters on the level of
residual stresses in SAE 4140 steel For this the residual stresses were evaluated by the X-ray
diffraction method in samples that were submitted to different cutting speeds (between 500
and 600 m min) and different cut depths (01 and 02 mm) It was observed that the residual
circumferential stresses were all trative which could be harmful in service However for
higher values of shear rate lower magnitudes of residual stress were obtained Roughness
measurements complemented this study
Keywords turning high cutting speed residual stresses X-ray diffraction SAE 4140 steel
vii
SUMAacuteRIO Introduccedilatildeo 1
11 ndash Motivaccedilatildeo 1
12 ndash Justificativa 2
13 ndash Objetivos 2
14 ndash Metodologia e Trabalho Realizado 2
Revisatildeo Bibliograacutefica 4
21 ndash Accedilo SAE 4140 4
22 ndash Torneamento 6
221 ndash Torneamento do accedilo 4140 12
23 ndash Tensotildees Residuais 16
231 ndash Tensotildees Residuais em usinagem 17
232 ndash Tensotildees Residuais em torneamento 18
233 ndash Tensometria por difraccedilatildeo de Raios-X 21
Materiais e Meacutetodos 26
31 ndash Material 26
32 ndash Preparaccedilatildeo das amostras 27
33 ndash Torneamento em Alta Velocidade 28
34 ndash Mediccedilatildeo das tensotildees residuais 30
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial 31
Resultados e discussotildees 32
Conclusotildees 38
Sugestotildees para trabalhos futuros 39
Bibliografia 40
Anexo 43
viii
LISTA DE FIGURAS Figura 1Matriz martensiacutetica do SAE 4140 (a) Tratamento teacutermico de tecircmpera (antes do revenido) (b) Tratamento teacutermico de tecircmpera (apoacutes o revenido) [6] 5 Figura 2Curva de dureza em funccedilatildeo da temperatura de revenido do accedilo 4140 (esquerda) Tenacidade em funccedilatildeo da temperatura de revenimento para o accedilo 4140 revenido por uma hora (direita) [8] 6
Figura 3 Representaccedilatildeo esquemaacutetica de torneamento [11 Modificado] 7 Figura4Faixa de velocidade de corte para diversas operaccedilotildees de usinagem [15 Modificado] 9 Figura 5 Rugosidades Ra e Rt [21] 10 Figura 6 Zonas de esforccedilo cisalhante na ferramenta durante o torneamento [12 Modificado] 11
Figura 7 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24 Modificado] 14
Figura 8 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24 Modificado] 15 Figura 9 Desenho esquemaacutetico dos tipos de tensatildeo residual [27] 17
Figura10Tensotildees residuais medidas na direccedilatildeo de longitudinal (a) e na direccedilatildeo circunferencial (b) [33] 20 Figura 11 Classificaccedilatildeo dos processos de mediccedilatildeo de tensotildees residuais [37] 21
Figura 12 Difraccedilatildeo de raios-X em cristais simples carregados e descarregados [39] 23 Figura 13 Sistema de coordenadas polares [41 Modificado] 24
Figura 14 Estado de tensatildeo do material em funccedilatildeo do declive da curva 2θ x sensup2ψ [41] 25 Figura 15 Representaccedilatildeo esquemaacutetica das amostras 26 Figura 16 Torno utilizado na preparaccedilatildeo da amostra 27
Figura 17 CNC Romi Centur 30D 28
Figura 18 Insertos utilizados no torneamento 29 Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra 30 Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras 31
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson 31
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial 33 Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial 34 Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal 35 Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade 36 Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial 36
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal 37
ix
LISTA DE TABELAS Tabela 1 Composiccedilatildeo quiacutemica accedilo SAE 4140 (em de peso) [4 Modificado] 4 Tabela2Propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140 em temperatura ambiente [3 Modificado] 4 Tabela 3 Testes e paracircmetros de ferramentas revestidas e sem revestimento [24 Modificado] 14 Tabela 4 Teacutecnicas e caracteriacutesticas para determinaccedilatildeo da tensatildeo residual [27 Modificado] 22 Tabela 5 Tabela das Condiccedilotildees 28 Tabela 6 Propriedades do inserto 29 Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem 32
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual 33
1
Capiacutetulo 1
Introduccedilatildeo
Com a crescente demanda por inovaccedilotildees nos processos produtivos e o niacutevel atual de
desenvolvimento das ferramentas de usinagem com novos materiais geometrias e coberturas
a usinagem de accedilo estaacute assumindo um grande destaque no meio industrial Nas operaccedilotildees de
acabamento em produccedilatildeo seriada o torneamento de peccedilas em accedilo estaacute se tornando uma
alternativa ao processo de retificaccedilatildeo reduzindo consideravelmente o tempo e o custo de
fabricaccedilatildeo possibilitando em alguns casos uma reduccedilatildeo de ateacute 60 [1] Contudo os
processos de usinagem induzem na camada superficial e subsuperficial da peccedila alguma
alteraccedilatildeo estrutural gerando tensotildees residuais que dependendo do seu sinal e magnitude
podem trazer benefiacutecios ou prejuiacutezos para a vida em serviccedilo da peccedila usinada [2]
Estudos de integridade superficial vem sendo desenvolvidos e aprimorados
continuamente visando a otimizaccedilatildeo dos paracircmetros de corte aplicados em operaccedilotildees de
usinagem principalmente no torneamento em altas velocidades Como se sabe a busca por
maior produtividade e reduccedilatildeo de custos eacute constante na aacuterea metal-mecacircnica Assim natildeo
basta aumentar o tempo de vida de uma ferramenta de corte eacute preciso compreender como os
paracircmetros de corte influenciam na qualidade e propriedade da peccedila produzida
11 ndash Motivaccedilatildeo
A necessidade de aumentar a produtividade incentiva os setores de usinagem a
empregar paracircmetros de corte cada vez mais severos o que tende a mudar significativamente
a integridade superficial das peccedilas fabricadas principalmente o estado das tensotildees residuais
As tensotildees residuais geradas durante a usinagem de determinado material dependem
especialmente do material da peccedila do tipo e geometria da ferramenta e dos paracircmetros de
usinagem tais como velocidade de corte avanccedilo e profundidade de corte Assim se torna de
fundamental importacircncia tecnoloacutegica o desenvolvimento de estudos sobre como os
paracircmetros de corte influenciam nas tensotildees residuais apoacutes processos de usinagem sobretudo
quando se tratar de processos em altas velocidades
2
12 ndash Justificativa
Pesquisas em usinagem satildeo realizadas constantemente O desenvolvimento dos
chamados processos de usinagem com alta velocidade de corte (HSC ndash High Speed Cutting ou
HSM ndash High Speed Machining) vem melhorando dia a dia a produtividade do setor com a
diminuiccedilatildeo do tempo de usinagem Entretanto por ser um processo severo tanto as
ferramentas de corte quanto as peccedilas produzidas podem sofrer danos irreversiacuteveis e prejudicar
todo o processo de fabricaccedilatildeo Neste acircmbito o estudo sobre como os paracircmetros de corte
influenciam na operaccedilatildeo e na qualidade da peccedila fabricada satildeo fundamentais para o contiacutenuo
desenvolvimento tecnoloacutegico da aacuterea de usinagem
13 ndash Objetivos
O estudo de processos de fabricaccedilatildeo por usinagem e suas influecircncias nas propriedades
macroscoacutepicas satildeo fundamentais para melhorar a produccedilatildeo e eficaacutecia dos procedimentos
adotados atualmente na induacutestria A intenccedilatildeo deste trabalho eacute contribuir com informaccedilotildees
sobre a integridade superficial resultante do torneamento em alta velocidade de componentes
mecacircnicos com foco nas tensotildees residuais geradas nesses processos que em funccedilatildeo da sua
natureza e magnitude podem ser beneacuteficas ou prejudiciais para a vida em serviccedilo da peccedila
usinada
14 ndash Metodologia e Trabalho Realizado
O presente trabalho foi realizado em cinco etapas Revisatildeo bibliograacutefica Materiais e
Meacutetodos Resultados e Discussotildees Conclusatildeo e Sugestotildees para trabalhos futuros aleacutem da
lista da bibliografia utilizada para a elaboraccedilatildeo do mesmo e anexo com o programa utilizado
no torno CNC
Na revisatildeo bibliograacutefica os conceitos e definiccedilotildees relevantes ao tema satildeo apresentados
para melhor embasamento teoacuterico do trabalho Em Materiais e Meacutetodos satildeo descritas todas as
etapas de trabalho para a obtenccedilatildeo dos dados Na parte experimental do trabalho usinagem
das amostras medidas de tensotildees residuais e rugosidade superficial No capiacutetulo Resultados e
Discussotildees eacute apresentada toda a anaacutelise sobre as tensotildees residuais geradas nos processos de
torneamento e satildeo estabelecidas correlaccedilotildees com os paracircmetros de corte e com a rugosidade
3
superficial medida apoacutes a usinagem e dados da literatura Por fim satildeo apresentadas as
conclusotildees obtidas neste estudo e sugeridos pontos importantes que podem ser desenvolvidos
com base neste para trabalhos futuros
4
Capiacutetulo 2
Revisatildeo Bibliograacutefica 21 ndash Accedilo SAE 4140
O accedilo SAE 4140 tambeacutem conhecido como accedilo-cromo-molibdecircnio eacute classificado
como accedilo meacutedio carbono ligado para beneficiamento Este accedilo possui teores de carbono entre
03 e 05 em sua estrutura explicando a classificaccedilatildeo de ser considerado um accedilo de meacutedio
carbono Podem ser utilizados a temperaturas de ateacute 480degC reduzindo drasticamente sua
resistecircncia com valores de temperatura maiores Esse material eacute aplicado na fabricaccedilatildeo de
automoacuteveis aviotildees virabrequins bielas eixos engrenagens armas parafusos equipamentos
para petroacuteleo dentre outros devido as exigecircncias de elevada dureza resistecircncia e tenacidade
[3] As Tabela 1 e 2 apresentam as faixas de composiccedilatildeo quiacutemica e propriedades mecacircnicas
do SAE 4140 respectivamente
Tabela 1 Composiccedilatildeo quiacutemica accedilo SAE 4140 (em de peso) [4 Modificado][4]
SAE C Mn P S Si Cr Mo
4140 038 ndash 043 075 ndash 100 003 maacutex 004 maacutex 015 ndash 035 08 ndash 110 015 ndash 025
Tabela 2 Propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140 em temperatura ambiente [3
Modificado] [3]
Densidade (103119896119892 1198983) 77 ndash 803
Coeficiente de Poisson 027 ndash 03
Moacutedulo de Young (GPa) 655
Resistecircncia agrave tensatildeo (MPa) 4171
Alongamento () 257
Reduccedilatildeo de Aacuterea () 569
Dureza (HB) - Temperado a 815 degC 197
Resistecircncia a Impacto (J) - Temperado a 815 degC
545
Na Figura 1a podemos ver a microestrutura do material apoacutes a tempera e apoacutes a
tempera mais revenido Nota-se que a estrutura eacute predominantemente martensiacutetica apoacutes a
tecircmpera conferindo ao material grande resistecircncia e dureza poreacutem baixa tenacidade A
5
transformaccedilatildeo ocorre quando a taxa de resfriamento brusca eacute raacutepida o suficiente para prevenir
a difusatildeo do carbono pois qualquer difusatildeo que por ventura ocorra resultaraacute na formaccedilatildeo das
fases ferrita e cementita A austenita possui estrutura CFC que sofre uma transformaccedilatildeo
polimoacuterfica para martensita tetragonal de corpo centrado (TCC) sendo formada por uma
soluccedilatildeo soacutelida supersaturada de carbono no ferro [5]
Apoacutes o revenimento (Figura 1b) houve a dissoluccedilatildeo da estrutura martensiacutetica que
passou a ser uma estrutura de martensita revenida que confere ao material propriedades
equilibradas de resistecircncia tenacidade e dureza Os pontos escuros satildeo resultado de ataque
dos agentes quiacutemicos utilizados na metalografia Juntos os tratamentos teacutermicos de tecircmpera e
revenido constituem o chamado tratamento de beneficiamento [6]
Figura 1 Matriz martensiacutetica do SAE 4140 (a) Tratamento teacutermico de tecircmpera (antes do
revenido) (b) Tratamento teacutermico de tecircmpera (apoacutes o revenido) [6]
A taxa de resfriamento no processo de tecircmpera afeta de forma substancial o resultado
do tratamento sendo dependente do meio de resfriamento que entra em contato com a
amostra Diante disso se o resfriamento controla a taxa de nucleaccedilatildeo e a do crescimento em
transformaccedilotildees difusionais a temperatura de transformaccedilatildeo determinaraacute a microestrutura final do
produto transformado [6] Com relaccedilatildeo ao revenido o mesmo tem por objetivo corrigir a
excessiva dureza e fragilidade do material melhorando sua ductilidade e resistecircncia ao
choque aleacutem de corrigir aliviar as tensotildees residuais provenientes da tempera [7] Na Figura 2
pode-se ver como a dureza e tenacidade satildeo afetadas pela temperatura de revenimento para o
accedilo 4140
6
Figura 2 Curva de dureza em funccedilatildeo da temperatura de revenido do accedilo 4140 (esquerda)
Tenacidade em funccedilatildeo da temperatura de revenimento para o accedilo 4140 revenido por uma hora
(direita) [8]
22 ndash Torneamento
O ato de trabalhar uma peccedila bruta com maacutequinas-ferramenta para conferir-lhe a forma
final desejada em especiacutefico envolvendo a retirada de material se chama usinagem Dentro
deste escopo existem diferentes processos como fresamento retificaccedilatildeo furaccedilatildeo
mandrilamento brochamento roscamento torneamento entre outros [9]
As peccedilas metaacutelicas fabricadas pelos processos metaluacutergicos convencionais - como
fundiccedilatildeo forjamento e etc ndash geralmente apresentam superfiacutecies grosseiras e que em alguns
casos exigem um determinado acabamento Por outro lado os processos citados nem sempre
permitem obter certas peculiaridades como saliecircncias ou reentracircncias furos rosqueados e
furos passantes por exemplo Assim a usinagem se torna necessaacuteria principalmente onde
essas geometrias natildeo conseguem ser alcanccediladas por outros tipos de processos de fabricaccedilatildeo
Dentre os processos de usinagem o torneamento eacute o processo de fabricaccedilatildeo mecacircnica
responsaacutevel em geral pela fabricaccedilatildeo de peccedilas de revoluccedilatildeo [10]
7
O torneamento eacute a operaccedilatildeo por intermeacutedio da qual um soacutelido indefinido eacute feito girar
ao redor do eixo da maacutequina operatriz denominada torno ao mesmo tempo que a ferramenta
de corte lhe retira material perifericamente de modo a transformaacute-lo numa peccedila bem definida
tanto em relaccedilatildeo agrave forma quanto as dimensotildees Como todos os trabalhos executados com
maacutequinas-ferramenta o torneamento ocorre mediante a retirada progressiva de material
(cavaco) da peccedila trabalhada por uma ferramenta de corte que deve ter uma dureza superior agrave
do material a ser cortado e possuir um soacute gume cortante [10]
As operaccedilotildees de usinagem podem ser divididas em desbaste e acabamento No
desbaste natildeo existe preocupaccedilatildeo com a qualidade da superfiacutecie uma vez que a prioridade eacute a
retirada de grande volume de material Jaacute no acabamento a prioridade estaacute em obter uma boa
rugosidade superficial e uma boa aparecircncia da superfiacutecie ou entatildeo o que estiver especificado
em projeto [9]
No torneamento a ferramenta penetra na peccedila cujo movimento rotativo ao redor de
seu eixo permite o corte contiacutenuo e regular do material A forccedila necessaacuteria para retirar o
cavaco eacute feita sobre a peccedila enquanto a ferramenta firmemente presa ao porta-ferramenta
contrabalanccedila a reaccedilatildeo dessa forccedila Para realizar o torneamento satildeo necessaacuterios trecircs
movimentos relativos entra a peccedila e a ferramenta (Figura 3)
bull Movimento de corte eacute o movimento principal que permite cortar o material O
movimento eacute rotativo e realizado pela peccedila
bull Movimento de avanccedilo eacute o movimento que desloca a ferramenta
longitudinalmente agrave peccedila
bull Movimento de penetraccedilatildeo eacute o movimento que determina a profundidade de
corte ao deslocar a ferramenta radialmente contra a peccedila e assim regular a
profundidade de corte do passe e a espessura do cavaco
Figura 3 Representaccedilatildeo esquemaacutetica de torneamento [11 Modificado] [11]
MOVIMENTO DE
PENETRACcedilAtildeO
MOVIMENTO
DE AVANCcedilO
MOVIMENTO DE
CORTE
8
Assim como nos outros processos de usinagem o que define como a operaccedilatildeo de
torneamento a ser realizada satildeo os paracircmetros da usinagem Esses paracircmetros precisam ser
bem estudados e definidos para o torneamento produzir peccedilas em conformidade com o projeto
e ao mesmo tempo preservar ao maacuteximo a ferramenta de corte Para o torneamento pode-se
definir como principais paracircmetros de corte [12]
bull Velocidade de Corte (Vc) velocidade perifeacuterica da ponta da ferramenta na peccedila
conforme mostrado na Equaccedilatildeo 21
119881119888 =
120587 lowast 119889 lowast 119899
1000(
119898
119898119894119899)
(21)
d = diacircmetro em mm
n = rotaccedilatildeo em rpm
bull Avanccedilo (a) Deslocamento que a ferramenta faz em uma volta da peccedila O avanccedilo
eacute dado por mmrot
bull Velocidade de avanccedilo (Va) Medida do deslocamento que a ferramenta faz por
unidade de tempo conforme mostrado na Equaccedilatildeo 22
119881119886 = 119886 lowast 119899 (119898119898
119898119894119899)
(22)
bull Profundidade de corte (p) Medida linear da penetraccedilatildeo que a ferramenta faz na
peccedila em cada passe conforme mostrado na Equaccedilatildeo 23
119901 =
119863 minus 119889
2(119898119898)
(23)
D = diacircmetro inicial em mm (antes do passe)
d = diacircmetro final em mm (apoacutes o passe)
A busca por aumento de produtividade nos processos de usinagem vem de longa data
Taylor procurava melhorar o material usado para confeccionar as ferramentas de corte e seus
estudos renderam o desenvolvimento dos accedilos raacutepidos para ferramentas de corte Com a
criaccedilatildeo deste material se tornou possiacutevel elevar a velocidade da usinagem sem trazer grandes
prejuiacutezos agraves ferramentas e assim aumentar a produtividade do processo [13]
9
Com o decorrer dos anos diversas outras contribuiccedilotildees surgiram para poder fazer a
usinagem com velocidades de corte cada vez mais elevadas Essas contribuiccedilotildees foram em
diferentes aacutereas como os materiais para as ferramentas e na elaboraccedilatildeo de maacutequinas-
ferramentas que fossem capazes de suportar tamanhas velocidades e consequentemente as
solicitaccedilotildees que esse tipo de usinagem impotildee na maacutequina [13]
A usinagem em alta velocidade de corte ou HSM (High Speed Machining) ou HSC
(High Speed Cutting) eacute reconhecida como uma importante tecnologia de usinagem em
desenvolvimento e implantaccedilatildeo Esse modo de operaccedilatildeo tem como principal vantagem a
possibilidade de executar usinagem com velocidades de corte cinco a dez vezes maiores do
que as normalmente utilizadas e com avanccedilo e profundidade de corte menores do que os
adotados na usinagem convencional Embora possa ser utilizada em operaccedilotildees de desbaste a
sua aplicaccedilatildeo eacute sobretudo indicada para semi-acabamento e acabamento [14]
A definiccedilatildeo de ldquoalta velocidade de corterdquo eacute relativa pois essa definiccedilatildeo diz respeito ao
material a ser usinado da ferramenta de corte e do processo de usinagem Isto significa dizer
que dependendo da configuraccedilatildeo da operaccedilatildeo ela pode ser considerada em alta velocidade
para um material e baixa para outro por exemplo com uma ferramenta de accedilo raacutepido para
usinagem de um material de baixa resistecircncia os valores dos paracircmetros podem ser
aumentados jaacute para a usinagem de materiais de elevadas resistecircncias esses mesmos
paracircmetros satildeo reduzidos para preservar a peccedila e a ferramenta de corte [13] Por mais incerto
que ainda seja definir quais paracircmetros satildeo considerados alta velocidade Muumlller e Soto 1999
[15] estipularam faixas de velocidades de corte e sua caracterizaccedilatildeo conforme a Figura 4
Figura 4 Faixa de velocidade de corte para diversas operaccedilotildees de usinagem [15
Modificado][15]
10
A seleccedilatildeo cuidadosa dos paracircmetros de corte corretos de usinagem tem forte influecircncia
na obtenccedilatildeo de uma boa integridade superficial Este termo foi primeiramente discutido por
Field e Kahles et al (1964) [16] para eles a Integridade Superficial eacute um meio de definir os
aspectos superficiais em termos da performance de um componente em serviccedilo
Adicionalmente segundo Griffths et al (1989) [17] tambeacutem tem valor topoloacutegico mecacircnico
quiacutemico e metaluacutergico como rugosidade variaccedilotildees de dureza mudanccedilas microestruturais e
tensotildees residuais
Para os processos de usinagem a rugosidade tem grande importacircncias pois a mesma eacute
fundamental para o controle da qualidade das peccedilas produzidas A rugosidade pode ser
definhada como a topografia em escala microscoacutepica apoacutes um processo de retirada de material
como a usinagem Os fatores que contribuem com a rugosidade normalmente estatildeo mais
relacionados com os paracircmetros de processo do que com o maquinaacuterio Alguns exemplos satildeo
marcas deixadas pela ferramenta devido a fragmentos ou ao gume de corte geraccedilatildeo de
rebarba do material durante o corte forma geomeacutetrica da ferramenta quebra de cavaco entre
outros [9]
Dentre os paracircmetros utilizados na avaliaccedilatildeo da rugosidade o mais comumente
empregado eacute o da rugosidade meacutedia (Ra) [18] Tal paracircmetro eacute obtido atraveacutes da meacutedia
aritmeacutetica do perfil da superfiacutecie em relaccedilatildeo a uma linha meacutedia definida atraveacutes de um
comprimento de amostra [19] [20] Segundo Machado et al (2009) [9] outro paracircmetro
largamente utilizado eacute o da rugosidade Total (Rt) que consiste na distacircncia total entre o maior
pico e o vale mais profundo A Figura 5 mostra a representaccedilatildeo graacutefica de ambos os
paracircmetros Ra e Rt
Figura 5 Rugosidades Ra e Rt [21]
11
Segundo Griffths et al (2001) [12] o torneamento produz efeitos termomecacircnicos
que estatildeo diretamente relacionados agrave integridade superficial da peccedila usinada O efeito
mecacircnico adveacutem principalmente das tensotildees de cisalhamentos desenvolvidas no processo
sendo estas distribuiacutedas em trecircs zonas A chamada zona primaacuteria ocorre na peccedila a medida que
o material eacute removido e convertido em cavaco a secundaacuteria fica localizada na parte inferior
do cavaco a medida que este eacute forccedilado contra a ferramenta e a terciaacuteria ocorre na parte
inferior da ferramenta agrave medida que esta eacute arrastada sobre o material receacutem cortado As
tensotildees primaacuterias e terciaacuterias afetam a superfiacutecie da peccedila cortada jaacute a secundaacuteria natildeo como
mostra a Figura 6 [12]
Adicionalmente pode-se relacionar essas zonas com os raios da ponta das ferramentas
e seu desgaste na integridade superficial da peccedila Em uma ferramenta afiada a ponta da
ferramenta tem um raio de tiacutepico de 8 microm Com o uso da ferramenta e sua degradaccedilatildeo o raio
da ponta aumenta levando a uma planificaccedilatildeo da face da ferramenta em contato com a peccedila e
aumentado os valores do acircngulo de inclinaccedilatildeo Com este aumento o material que se encontra
na ponta da ferramenta eacute forccedilado para frente e comprimido contra a superfiacutecie do material
Quando o acircngulo de inclinaccedilatildeo chega a um valor criacutetico segundo Griffths et al (2001) [12]
maior que -75deg a ferramenta deixa de cortar e passa a criar protuberacircncias no material
degradando a integridade superficial do mesmo
Figura 6 Zonas de esforccedilo cisalhante na ferramenta durante o torneamento [12 Modificado]
[12]
Ainda com relaccedilatildeo ao raio da ponta da ferramenta e seu desgaste sabe-se que
ferramentas afiadas geram temperaturas comparativamente menores que uma natildeo afiada
Segundo Griffths et al (2001) [12] uma ferramenta gasta pode gerar temperaturas proacuteximas a
700degC dependendo dos paracircmetros de corte aplicados Considerando que a temperatura de
12
transformaccedilatildeo microestrutural de algumas fases presentes em peccedilas de accedilo estaacute em torno de
723degC pode-se concluir que a usinagem nessas condiccedilotildees pode resultar em transformaccedilatildeo de
fase
Todos estes fatores contribuem para a geraccedilatildeo de tensotildees residuais associadas a um
material torneado Entatildeo pode-se concluir que estas tensotildees podem apresentar diferentes
perfis dependendo de quatildeo gasta a ferramenta estaacute da presenccedila de lubrificaccedilatildeo e das
condiccedilotildees de operaccedilatildeo aleacutem de estarem diretamente relacionadas aos paracircmetros de corte
Normalmente o consenso eacute de que se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser
compressivas enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [12]
221 ndash Torneamento do accedilo 4140
Na literatura satildeo encontrados vaacuterios trabalhos que tecircm como objetivo estudar a
influecircncia dos paracircmetros de corte no desgaste das ferramentas de corte e principalmente na
integridade superficial das peccedilas produzidas Em particular os accedilos 4140 tecircm sido
amplamente estudados neste acircmbito tendo em vista sua aplicaccedilatildeo na induacutestria
Ersan Aslan et al (2007) [22] estudaram os efeitos dos paracircmetros de corte do accedilo
AISI 4140 endurecido (63 HRc) com ferramenta de ceracircmica misturada com Al2O3 + TiCN
no torneamento a seco Neste trabalho concluiu que a velocidade de corte foi o uacutenico fator
estatisticamente significante no desgaste da ferramenta e embora natildeo estatisticamente
significante a profundidade de corte teve uma influecircncia fiacutesica na variaccedilatildeo dos resultados
Apesar de inesperado observaram que velocidades elevadas diminuiacuteam o desgaste da
ferramenta e dessa forma concluiu-se que para minimizar o desgaste da ferramenta
velocidades de corte maiores 250 mmin e niacuteveis reduzidos de profundidade de corte 025
ou 050 mm devem ter preferecircncia Tambeacutem foi relatado que soacute duas interaccedilotildees velocidade
de corte e avanccedilo e avanccedilo e profundidade de corte possuiacuteram significacircncia estatiacutestica na
rugosidade superficial Na anaacutelise dos resultados chegou-se ao consenso de que uma
velocidade de corte elevada 250 mmin uma profundidade de corte miacutenima 025 mm e um
avanccedilo intermediaacuterio 010 mmrev minimizava os valores da rugosidade superficial
Sudhansu et al (2015) [23] pesquisaram a rugosidade superficial e o desgaste da
aresta de corte no torneamento severo do AISI 4140 com dureza de 52 HRc com pastilhas de
ceracircmica misturada com Al2O3 + TiCN e revestidas com PVD-TiN Na pesquisa os
paracircmetros usados foram combinaccedilotildees de velocidades de corte de 100 170 e 240 mmin
13
avanccedilos de 005 010 e 015 mmrev e profundidades de corte de 01 02 e 03 mm Apoacutes a
conclusatildeo dos experimentos conseguiram obter uma superfiacutecie com oacutetimo acabamento com o
torneamento severo tendo como conclusatildeo que a rugosidade superficial era afetada
principalmente pelo avanccedilo e que a profundidade de corte teve impacto despreziacutevel a
velocidade de corte teve um efeito negativo para a rugosidade e que quatildeo maior era a
velocidade de corte empregada (acima de 170 mmin) pior era a rugosidade superficial
Assim como Ersan et al (2007) [22] os autores reafirmaram que a velocidade de corte eacute o
fator preponderante sobre o desgaste da aresta da ferramenta de corte e os efeitos da interaccedilatildeo
avanccedilo-profundidade de corte satildeo notavelmente mais significantes em comparaccedilatildeo com o
avanccedilo somente Ressalta-se tambeacutem que embora a influecircncia da profundidade de corte natildeo
ter sido observada como significante estatisticamente o desgaste da aresta eacute uma funccedilatildeo
crescente da profundidade de corte A rugosidade do accedilo AISI 4140 foi uma funccedilatildeo do perfil
da aresta da pastilha ceracircmica revestida com TiN Quando a velocidade de corte era
aumentada o perfil da aresta da ferramenta crescia e isso causou deterioraccedilatildeo da superfiacutecie
trabalhada Apesar do crescimento do perfil da aresta ter chegado ao limite permissiacutevel de 03
mm a rugosidade Ra natildeo excedeu 16 microm
Alajmi et al (2015) [24] fizeram um monitoramento termograacutefico da aresta de corte
de ferramentas revestidas e natildeo revestidas na busca de aprender sobre os paracircmetros de corte
e suas influecircncias nas ferramentas e no aporte teacutermico nas ferramentas Nesse monitoramento
usou-se os paracircmetros de velocidade de corte de 75 e 115 mmin avanccedilo de 018 e 032
mmrev profundidade de corte de 15mm e com velocidades de cortes de 115 e 75 mmin em
diferentes accedilos sendo um deles o 4140 Com base nos ensaios realizados os autores
observaram que a velocidade de corte natildeo teve efeito significante nas temperaturas
observadas diferente do avanccedilo que com a sua reduccedilatildeo resultava em maiores valores de
temperatura Com a deformaccedilatildeo da aresta de corte uma elevaccedilatildeo da temperatura foi
observada provavelmente pela maior aacuterea de contato causada por essa deformaccedilatildeo e a
temperatura produzida pelas ferramentas eram menores quando as ferramentas possuiacuteam
revestimento Observou-se tambeacutem a importacircncia do uso de revestimento nas ferramentas e
sua influecircncia nas temperaturas obtidas conforme apresenta a Tabela 3 e as Figuras 6 e 7
14
Tabela 3 Testes e paracircmetros de ferramentas revestidas e sem revestimento [24 Modificado] [24]
Teste (nuacutemero)
Paracircmetros de corte Velocidade (V)
mmin Avanccedilo (f)
mmrev Profundidade de corte
(d) mm Diacircmetro
(mm) N
(rpm) T1 115 032 15 100 360 T2 115 018 15 100 360 T3 75 032 15 100 250 T4 75 018 15 100 250
Figura 7 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
15
Figura 8 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
Akbar et al (2008) [25] fizeram uma anaacutelise experimental da particcedilatildeo teacutermica no
torneamento a seco do accedilo AISI 4140 aplicando diferentes velocidades de corte incluindo
velocidades convencionais e altas velocidades de torneamento (100 197 314 395 565 628
785 e 880 mmin) O avanccedilo e a profundidade de corte foram mantidos constantes (01
mmrev e 25mm respectivamente) e o comprimento cortado foi limitado a 5mm para
minimizar a variaccedilatildeo que o desgaste da ferramenta poderia trazer Foram usadas duas
ferramentas uma de metal duro sem revestimento e outra com revestimento de TiN
Observou-se uma variaccedilatildeo no comportamento das forccedilas de corte com o aumento da
velocidade corte Variando a velocidade de corte de 100 ateacute 395 mmin a forccedila de corte
diminuiacutea Entretanto na faixa de 395 e 565 mmin essa forccedila cresce junto com a elevaccedilatildeo da
velocidade Em seguida a forccedila torna a diminuir na regiatildeo de altas velocidades acima de 565
mmin
Neste mesmo trabalho revelou-se que para as ferramentas revestidas com TiN as
forccedilas de corte diminuiacuteram gradativamente quando a velocidade aumentava (de 100 ateacute 880
mmin) A medidas experimentais de forccedila de corte e de avanccedilo foram maiores para as
ferramentas natildeo-revestidas em todas as velocidades estudadas Relata-se que este fenocircmeno
pode ser decorrente da reduccedilatildeo da fricccedilatildeo e da adesatildeo com a peccedila que o revestimento de TiN
proporciona A forccedila de avanccedilo tambeacutem reduziu gradualmente com o aumento da velocidade
de corte em todos os testes tanto para as ferramentas com revestimento ou sem
16
23 ndash Tensotildees Residuais
Matsumoto et al (1986) [26] definiram tensatildeo residual como a tensatildeo que permanece
no componente apoacutes a solicitaccedilatildeo termomecacircnica agrave qual foi submetido Sua presenccedila pode ser
uacutetil ou deleteacuteria dependendo da sua natureza trativa ou compressiva e magnitude alta ou
baixa A classificaccedilatildeo atual dos tipos de tensotildees residuais eacute definida quanto a sua abrangecircncia
podendo ser classificadas como Tensotildees Macroscoacutepicas tambeacutem referenciada como Tipo I
Tensotildees Microscoacutepicas chamadas de Tipo II e Tensotildees submicroscoacutepicas ou Tipo III [27]
bull Tensotildees residuais do tipo I Satildeo tensotildees a niacuteveis macroscoacutepicos em uma escala
maior que o tamanho de gratildeo do material
bull Tensotildees residuais do tipo II Satildeo tensotildees microscoacutepicas que variam dentro da
escala de um gratildeo individual Tais tensotildees satildeo esperadas natildeo somente em
materiais com muacuteltiplas microestruturas mas inclusive em materiais que
possuem uma microestrutura uacutenica devido a anisotropia e o comportamento de
cada gratildeo
bull Tensotildees residuais do tipo III Tambeacutem satildeo tensotildees microscoacutepicas poreacutem esta
existe dentro do gratildeo Por isso muitas vezes satildeo chamadas de submicroscoacutepicas
Satildeo essencialmente resultado da presenccedila de descontinuidades e outros defeitos
da estrutura cristalina do material Normalmente vem acompanhada da Tensatildeo
de Tipo II
Na Figura 9 eacute apresentado um diagrama esquemaacutetico que mostra os 3 tipos de tensatildeo
residual (120590119868 120590119868119868 119890 120590119868119868119868) [27]
17
Figura 9 Desenho esquemaacutetico dos tipos de tensatildeo residual [27]
A anaacutelise das tensotildees residuais presentes nos componentes mecacircnicos bem como a
compreensatildeo do comportamento das propriedades mecacircnicas dos materiais quando sujeitos a
campos de tensotildees originados nos processos usinagem eacute de grande importacircncia para diversas
aacutereas Estaacute bem estabelecido que a presenccedila de tensotildees residuais compressivas na superfiacutecie
do material aumenta a sobrevida em fadiga pois a compressatildeo dificulta a nucleaccedilatildeo eou a
propagaccedilatildeo de trincas [28] Em contrapartida tensotildees trativas podem se somar agraves tensotildees de
trabalho mesmo no regime elaacutestico podendo levar a ruptura prematura do componente [29]
231 ndash Tensotildees Residuais em usinagem
As tensotildees residuais satildeo desenvolvidas em qualquer processo termomecacircnico sendo
essas tensotildees classificadas de acordo com sua origem em Teacutermica Quiacutemica e Mecacircnica
Entre as trecircs origens as tensotildees de origem teacutermica em um niacutevel macroscoacutepico satildeo
decorrentes de um aquecimento e resfriamento natildeo uniforme advindas de processos como a
usinagem e tratamentos teacutermicos Adicionalmente restriccedilotildees impostas por peccedilas de grande
volume podem levar ao desenvolvimento de tensotildees elevadas magnitudes devido ao
gradiente teacutermico entre a superfiacutecie e o nuacutecleo da peccedila Um exemplo eacute o processo de tempera
de um accedilo que leva a tensotildees compressivas na superfiacutecie balanceadas com tensotildees trativas no
centro do componente [27]
Tensotildees de origem quiacutemica se desenvolvem devido a mudanccedilas de volume associadas
com reaccedilotildees quiacutemicas precipitaccedilatildeo e transformaccedilatildeo de fase Tratamento quiacutemicos
18
superficiais e revestimento de materiais levam a um gradiente de tensatildeo residual de elevada
magnitude nas camadas superficiais [27] Como exemplo cita-se a nitretaccedilatildeo que tende a gerar
tensotildees compressivas na regiatildeo de difusatildeo por causa da expansatildeo estrutural e precipitaccedilatildeo de
nitretos [30]
O escoamento plaacutestico natildeo homogecircneo tambeacutem resulta em campos de tensatildeo residual
neste caso de origem mecacircnica Essas tensotildees podem se desenvolver de forma natural durante
o processo de fabricaccedilatildeo ou tratamento teacutermico dos materiais podendo ser tambeacutem
introduzidas de forma deliberada para o desenvolvimento de um perfil especiacutefico de tensatildeo
[27] Seja qual for o processo de usinagem de materiais metaacutelicos iraacute causar tensotildees residuais
que podem alcanccedilar valores proacuteximos ao limite de escoamento do material e influenciar na
vida em serviccedilo de componentes mecacircnicos Portanto definir o processo adequado para cada
aplicaccedilatildeo requer a previsatildeo de quatildeo elevada seraacute a tensatildeo residual gerada em funccedilatildeo dos
paracircmetros envolvidos no do processo utilizado [31]
Pesquisadores concordam que as tensotildees residuais de um componente satildeo um
conjunto das trecircs fontes de tensatildeo residual Muito dificilmente um componente soacute teraacute sido
submetido agrave processos que soacute resultem de uma soacute fonte de tensatildeo residual Especificamente
na usinagem os paracircmetros de corte utilizados na usinagem como velocidade de corte
velocidade de avanccedilo profundidade de corte aleacutem do estado da ferramenta e tipo de
lubrificaccedilatildeo empregadas podem levar a uma variaccedilatildeo significativa da taxa de produccedilatildeo e
tambeacutem nas tensotildees residuais presentes no componente usinado [32] Em geral o consenso eacute
de que na usinagem se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser compressivas
enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [14] Contudo Matsumoto et
al (1986) [26] afirmam que em funccedilatildeo da dureza do material a usinagem pode promover
tensotildees residuais de compressatildeo ou de traccedilatildeo Por exemplo para os accedilos de baixa dureza a
tensatildeo residual eacute trativa e para os accedilos com elevada dureza a tensatildeo residual eacute compressiva
232 ndash Tensotildees Residuais em torneamento
O estudo sobre tensotildees residuais em usinagem em particular no torneamento
aumentou nos uacuteltimos anos A necessidade de ganhar produtividade leva os setores de
usinagem a empregar paracircmetros de corte cada vez mais severos o que tende a mudar
19
significativamente o estado das tensotildees residuais principalmente as superficiais nos
componentes usinados
Capello et al (2004) [32] fizeram um estudo comparando a influecircncia dos paracircmetros
de corte no torneamento de diferentes materiais nas tensotildees residuais obtidas Nesse trabalho
foi utilizada uma velocidade de corte fixa e quatro paracircmetros distintos profundidade de
corte avanccedilo raio da ponta da ferramenta e acircngulo de entrada para 3 accedilos diferentes Um accedilo
com propriedades mecacircnicas elevadas (39NiCrMo3) o segundo com propriedades
intermediaacuterias (C45 steel) e o terceiro com propriedades baixas (Fe370) Pelos resultados
obtidos foi verificado que os paracircmetros que se expressavam mais nas tensotildees residuais
foram o avanccedilo colocado na maacutequina e o raio da ferramenta Com a elevaccedilatildeo do valor do
avanccedilo e com o aumento do raio da ferramenta as tensotildees geradas resultantes se
pronunciavam com caraacuteter trativo
Garcia et al (2012) [33] realizaram um estudo sobre o efeito dos paracircmetros de corte
na geraccedilatildeo das tensotildees residuais superficiais no torneamento de um accedilo AISI 4340 Como
principais conclusotildees esse trabalho mostrou que com o aumento da velocidade de corte as
tensotildees residuais tendiam a serem menos trativas Contudo as tensotildees residuais tendem a ser
mais trativas com o aumento do avanccedilo possivelmente em virtude do aumento da temperatura
de corte e a rugosidade superficial tambeacutem se elevava Logo a integridade superficial
piorava com o aumento do avanccedilo de corte A Figura 10 mostra as curvas obtidas nas direccedilotildees
de avanccedilo (longitudinal) e direccedilatildeo de corte (circunferencial) onde eacute possiacutevel observar o
comportamento trativo das tensotildees residuais Esses dados indicando que os fatores (teacutermico
deformaccedilatildeo plaacutestica e de transformaccedilatildeo fase) responsaacuteveis pela geraccedilatildeo das tensotildees
superficiais mudam de acordo com o campo da velocidade de corte empregado Neste caso
para velocidades menores o fator mais expressivo eacute a temperatura que gera tensotildees teacutermicas
de traccedilatildeo e para velocidades mais elevadas as tensotildees geradas pela transformaccedilatildeo de fase
eou de deformaccedilatildeo plaacutestica eram as que adquiriam maior importacircncia
20
Figura 10 Tensotildees residuais medidas na direccedilatildeo de longitudinal (a) e na direccedilatildeo
circunferencial (b) [33]
21
233 ndash Tensometria por difraccedilatildeo de Raios-X
Existem diversas teacutecnicas experimentais de se obter os valores de tensatildeo residual
Bordinassi et al (2006) [34] citam que atualmente os dois meacutetodos mais utilizados satildeo o do
furo cego e a tensometria por difraccedilatildeo de raios-X sendo este uacuteltimo o mais utilizado dentre os
dois Martins et al (2004) [35] afirmam tambeacutem que o meacutetodo por difraccedilatildeo de raios-X
apresenta os melhores resultados quando comparado com o meacutetodo micromagneacutetico e
meacutetodo do furo Todas essas teacutecnicas podem ser classificadas de acordo com o niacutevel de dano
introduzido no material em [36]
bull Destrutivas processos que para obtenccedilatildeo das informaccedilotildees de deformaccedilatildeo
necessaacuterias para a anaacutelise das tensotildees residuais comprometem ou
impossibilitam o uso da amostra analisada
bull Natildeo destrutivos natildeo precisam da remoccedilatildeo material e natildeo provocam qualquer
tipo de dano durante a mediccedilatildeo de tensotildees residuais
bull Parcialmente destrutivas alguns autores como Hilson et al (2009) [36]
defendem que existe uma terceira categoria que eacute caracterizada pelo dano na
peccedila poreacutem com possibilidade de utilizaccedilatildeo da amostra como ilustra a Figura
11
Figura 11 Classificaccedilatildeo dos processos de mediccedilatildeo de tensotildees residuais [37]
22
Aleacutem dos danos causados no material outros fatores devem ser levados em
consideraccedilatildeo ao escolher a teacutecnica adequada Satildeo eles [27]
bull Fatores relativos a praticidade custo e disponibilidade do equipamento
portabilidade velocidade de mediccedilatildeo existecircncia de procedimento padronizado e
niacutevel de habilidade requerida do operador
bull Fatores relativo ao material classe do material que pode ser analisado por uma
teacutecnica particular preparaccedilatildeo preacutevia da superfiacutecie e necessidade de propriedades
especiacuteficas
bull Fatores relativos a mediccedilatildeo resoluccedilatildeo penetraccedilatildeo tipo de tensatildeo detectada
gradiente de tensatildeo incerteza e aacuterea ou volume de anaacutelise
A maioria das teacutecnicas existentes satildeo capazes de medir tensotildees residuais do tipo I
Poreacutem somente algumas como difraccedilatildeo de raios-X possuem a resoluccedilatildeo necessaacuteria para
medir tensotildees residuais de tipo II E mesmo com bons niacuteveis de resoluccedilatildeo as incertezas das
mediccedilotildees podem ser elevadas chegando a 30 do valor medido [27] Um resumo desses
fatores estaacute descrito na Tabela 4
Tabela 4 Teacutecnicas e caracteriacutesticas para determinaccedilatildeo da tensatildeo residual [27 Modificado] [27]
Teacutecnica Velocidade Penetraccedilatildeo Aacuterea de anaacutelise
Resoluccedilatildeo Tipo de Tensatildeo
Furos Cego
Raacutepida Meacutedia
Igual ao tamanho do furo
1-2 mm diacircmetro
50 -100 microm I
Difraccedilatildeo de Raio-X
Raacutepida Meacutedia
Ateacute 1 mm 01 ndash 1 mmsup2 20 microm I e II
Ultrassom Raacutepida gt100 mm 1-400 mmsup2 1 mm I
Magneacutetica Raacutepida 20 a 300 microm gt2 mmsup2 5 mm I
A teacutecnica utilizada nos procedimentos experimentais deste trabalho foi a de difraccedilatildeo
de Raios X Atraveacutes desta teacutecnica a deformaccedilatildeo causada na superfiacutecie eacute obtida pela razatildeo da
variaccedilatildeo da distacircncia interplanar pela distacircncia livre de deformaccedilatildeo Como pode ser
observado na Figura 12 o paracircmetro chamado de distacircncia interplanar eacute representado pela
letra ldquodrdquo Esta distacircncia eacute entatildeo convertida em tensatildeo segundo equaccedilotildees derivadas da teoria
da elasticidade [38] ou seja a variaccedilatildeo da distacircncia entre planos cristalinos induzida pela
presenccedila de tensotildees eacute medida com base na lei de Bragg e as tensotildees satildeo calculadas
23
assumindo-se que a distorccedilatildeo ocorre no regime elaacutestico Desta forma somente a parte elaacutestica
do campo de deformaccedilotildees eacute medida uma vez que a deformaccedilatildeo plaacutestica natildeo afeta os
paracircmetros cristalinos Como dito anteriormente esta eacute uma teacutecnica natildeo destrutiva e como a
maioria das teacutecnicas natildeo destrutivas eacute limitada agraves camadas superficiais na ordem de 10 microm
[35]
Figura 12 Difraccedilatildeo de raios-X em cristais simples carregados e descarregados [39]
Bragg descreve a difraccedilatildeo de raios X no estado inicial natildeo deformado como uma
reflexatildeo segundo alguns planos cristalinos Estes planos possuem uma distacircncia ldquodrdquo chamada
de distacircncia interplanar Um feixe paralelo de raios-X de comprimento de onda λ que incide
na superfiacutecie deste material com um acircngulo de incidecircncia θ iraacute sofrer uma difraccedilatildeo sob o
mesmo acircngulo θ desde que a equaccedilatildeo de Bragg seja satisfeita (equaccedilatildeo 31)
119899 = 2119889 ∙ 119904119890119899120579 (31)
24
Entatildeo ao utilizar um feixe de raios-X monocromaacuteticos (λ = constante) o valor do
acircngulo θ referente a uma intensidade maacutexima de difraccedilatildeo depende somente da distacircncia
interplanar ldquodrdquo
A derivada da expressatildeo de Bragg indica que
∆119889
119889+
119888119900119904120579
119904119890119899120579∙ ∆120579 = 0 (32)
120576 = minus∆120579 ∙ cot 119892120579 (33)
∆120579 = 120579119888119900119898 119905119890119899119904atilde119900 minus 120579119904119890119898 119905119890119899119904atilde119900 (34)
Medindo ∆120579 pode-se calcular a deformaccedilatildeo e consequentemente a respectiva tensatildeo
residual Vaacuterios meacutetodos satildeo propostos para determinaccedilatildeo das deformaccedilotildees segundo a
difraccedilatildeo de raiosndashX [39] [40] Poreacutem no escopo deste trabalho seraacute tratado somente o meacutetodo
do sensup2 Segundo Bordinassi et al (2006) [34] este meacutetodo tem sua maior aplicabilidade
quando se busca maior exatidatildeo nas medidas cujas amostras possuem um certo grau de
textura Este meacutetodo nada mais eacute que a adequaccedilatildeo da Equaccedilatildeo 33 utilizando coordenadas
polares (Figura 13) ao estado real de tensotildees que resulta em
120576(120593) = cot 119892120579 ∙ (120579120593 minus 120579119900) (35)
Figura 13 Sistema de coordenadas polares [41 Modificado] [41]
Sabendo que
25
120576120593 = (1205901 ∙ 1198881199001199042120593 + 1205902 ∙ 1199041198901198992120593)1199041198901198992 minus 120583(1205901 + 1205902 + 1205903)
119864 (36)
Mantendo o acircngulo 120593 fixo e determinando a diferenccedila entre as deformaccedilotildees em duas
direccedilotildees distintas atraveacutes do acircngulo obtemos
120576(1205932) minus 120576(1205931) = cot 119892120579119900 ∙ (1205791205932minus 1205791205931
) (37)
Reescrevendo o primeiro termo da equaccedilatildeo 36 em funccedilatildeo da diferenccedila de deformaccedilatildeo
entre duas direccedilotildees diferentes temos
120576(1205932) minus 120576(1205931) =(1 + 120583) ∙ 120590120593 ∙ (11990411989011989922 minus 11990411989011989921)
119864 (38)
Substituindo o primeiro membro da Equaccedilatildeo 38 pelo segundo membro da equaccedilatildeo 37
obteacutem-se a equaccedilatildeo utilizada na mediccedilatildeo de tensotildees residuais
120590120593 =119864
(1 + 120583)∙ cot 119892120579119900 ∙
(1205791205932minus 1205791205931
)
(11990411989011989922 minus 11990411989011989921) (38)
O graacutefico da Figura 14 eacute obtido pela plotagem das variaccedilotildees dos acircngulos de difraccedilatildeo
2θ com as variaccedilotildees dos acircngulos de incidecircncia dos raios-X Podemos observar a partir da
equaccedilatildeo 38 que a tensatildeo residual eacute diretamente proporcional agrave derivada de 2θ em funccedilatildeo de
sensup2ψ
Figura 14 Estado de tensatildeo do material em funccedilatildeo do declive da curva 2θ x sensup2ψ [41]
26
Capiacutetulo 3
Materiais e Meacutetodos
A realizaccedilatildeo do procedimento experimental teve algumas fases dentre as quais pode-
se citar a preparaccedilatildeo das amostras torneamento em alta velocidade mediccedilatildeo das tensotildees
residuais superficiais por difraccedilatildeo de raios-x e anaacutelise dos resultados Os itens subsequentes
descrevem em detalhes todos os meacutetodos equipamentos e procedimentos utilizados neste
trabalho
31 ndash Material
O material utilizado na confecccedilatildeo das amostras foi o accedilo SAE 4140 cuja a dureza
medida foi de aproximadamente 15 HRc Este accedilo foi adquirido em barras de duas polegadas
de diacircmetro por 120 mm de comprimento e em cada barra foi confeccionado 4 amostras
conforme a Figura 15
Figura 15 Representaccedilatildeo esquemaacutetica das amostras
27
32 ndash Preparaccedilatildeo das amostras
A amostra foi usinada no torno mecacircnico convencional do Laboratoacuterio de Pesquisa em
Usinagem (LABUS) do Centro Federal de Ensino Tecnoloacutegico Celso Suckow da Fonseca
(CEFET ndash RJ Maracanatilde) conforme a Figura 16 Na operaccedilatildeo foi utilizado fluido de corte
para tentar amenizar a influecircncia desta usinagem no resultado final
Figura 16 Torno utilizado na preparaccedilatildeo da amostra
A partir dos resultados obtidos das tensotildees residuais apoacutes a usinagem no torno
convencional constatou-se que as medidas foram muito aleatoacuterias devido ao desgaste da
ferramenta utilizada e entatildeo optou-se por realizar um tratamento teacutermico de aliacutevio de tensotildees
(TTAT) para evitar que os resultados da usinagem principal fossem influenciados pela
operaccedilatildeo anterior As amostras foram aquecidas agrave uma taxa de aproximadamente 175 ordmC
min Apoacutes atingida e estabilizada a temperatura de 600degC a amostra permaneceu nesta
condiccedilatildeo por 2 horas sendo posteriormente resfriada no forno Os valores das tensotildees foram
medidos novamente apoacutes o tratamento
28
33 ndash Torneamento em Alta Velocidade
O torno utilizado nas operaccedilotildees em alta velocidade foi o centro de torneamento Romi
modelo Centur 30D conforme apresenta a Figura 17 capaz de operar em uma faixa em
velocidades entre 4 a 4000 rpm e com potecircncia de 10 CV
Figura 17 CNC Romi Centur 30D
De acordo com as caracteriacutesticas do torno foram escolhidos os paracircmetros mostrados
na Tabela 5 que podem se enquadrar no regime de torneamento em alta velocidade A
profundidade de corte (ap) tambeacutem foi modificada entre as condiccedilotildees [33] Entatildeo o
torneamento das amostras foi fundamentado em um experimento fatorial de quatro
combinaccedilotildees sendo duas repeticcedilotildees para cada combinaccedilatildeo Foi usado um avanccedilo (a)
constante para todas as condiccedilotildees de 02 mmrot A programaccedilatildeo utilizada pode ser
encontrada no Anexo A
Tabela 5 Tabela das Condiccedilotildees
Condiccedilatildeo A B Vc [mmin] ap [mm]
1 -1 -1 500 01
2 -1 1 500 02
3 1 -1 600 01
4 1 1 600 02
29
Onde
Fatores A Velocidade de Corte (Niacuteveis 119881minus1 = 500 119898119898119894119899 e 119881+1 = 600 119898119898119894119899)
B Profundidade de Corte (Niacuteveis 119865minus1 = 01 119898119898 ou 119865+1 = 02 119898119898)
Tratamentos
119881minus1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 02 mm
119881minus1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 02 mm
Unidade
Experimental Mega Pascal
As ferramentas utilizadas foram os insertos VBMT 160408-PM4325 da Sandvik com
geometria mostrada na Figura 18 Para cada condiccedilatildeo foi utilizado um soacute gume de corte para
garantir a uniformidade da aresta de corte e evitar que o desgaste da ferramenta influenciasse
nos resultados finais A Tabela 6 fornece as principais caracteriacutesticas do inserto
Figura 18 Insertos utilizados no torneamento
Tabela 6 Propriedades do inserto
Tamanho Efetivo da aresta de corte (LE) 15806 mm
Diacircmetro ciacuterculo inscrito (IC) 9525 mm
Raio da ponta (RE) 0794 mm
Espessura (S) 4763 mm
30
34 ndash Mediccedilatildeo das tensotildees residuais
As mediccedilotildees de tensotildees residuais foram realizadas no Laboratoacuterio de Anaacutelise de
Tensotildees (LAT) do Departamento de Engenharia Mecacircnica da Universidade Federal
Fluminense (UFF) A teacutecnica adotada foi a de tensometria por difraccedilatildeo de raios-X utilizando-
se o equipamento de anaacutelise de tensotildees da Stressrad (Figura 19)
Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra
As amostras foram medidas em duas direccedilotildees longitudinal (L) e circunferencial copy
conforme detalha a Figura 20 Os seguintes paracircmetros foram adotados
Radiaccedilatildeo Crκα (λ=22809Å) difratando o plano cristalograacutefico (211) da ferrita
Acircngulo de difraccedilatildeo de ferrita (2θ) 1562ordm
Acircngulos Ψ 0ordm 21ordm 30ordm 38ordm 45ordm
Tempo de exposiccedilatildeo ao Raio-X 45s para cada acircngulo Ψ
FONTE DE ALTA TENSAtildeO
AMOSTRA SOFTWARE
TUBO DE Crκα
GONIOcircMETRO
31
Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial
A rugosidade superficial das amostras foi medida com o rugosiacutemetro da Taylor
Hobson Precision Surtronic 25 (Figura 21) As mediccedilotildees foram feitas em pontos distintos da
amostra no sentido longitudinal procurando obter o resultado que melhor representasse a
rugosidade real das amostras Foram realizadas 7 medidas em cada amostra
O paracircmetro adotado foi a rugosidade meacutedia (Ra) na qual o comprimento de mediccedilatildeo
foi de L= 400 e o de amostragem igual a La = 08mm O raio da ponta do apalpador eacute de
5microm conferindo ao equipamento uma resoluccedilatildeo de 001microm com precisatildeo de 2 do valor
medido
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson
32
Capiacutetulo 4
Resultados e discussotildees
As anaacutelises inicias foram com base nos valores de tensatildeo residuais (TR) sendo as
medidas realizadas apoacutes a preparaccedilatildeo das amostras mas devido a heterogeneidade
apresentada pelas mesmas foi realizado um TTAT Apoacutes o tratamento teacutermico obteve-se uma
meacutedia de -144 MPa nas tensotildees residuais longitudinais (L) e de -142 MPa na direccedilatildeo
circunferencial (C) com erro de aproximadamente 15 MPa Apoacutes a usinagem principal as
tensotildees residuais foram medidas novamente e a Tabela 7 apresenta os valores obtidos em
todas as amostras
Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem
Condiccedilatildeo Amostra Tensatildeo Residual [MPa]
Longitudinal (L) Circunferencial (C)
1 2D -183 plusmn 20 435 plusmn 31
2C 67 plusmn 1 550 plusmn 16
2 2B -162 plusmn 33 498 plusmn 0
2A 179 plusmn 25 508 plusmn 101
3 1D -260 plusmn 75 291 plusmn 41
1C -90 plusmn 0 405 plusmn 33
4 1B 97 plusmn 23 369 plusmn 1
1A 125 plusmn 6 262 plusmn 8
A Figura 22 mostra os valores das tensotildees residual nas direccedilotildees circunferencial e longitudinal
respectivamente Com base nos graacuteficos nota-se que o comportamento das TR
circunferenciais eacute homogecircneo e coerente com a literatura [33] onde com valores maiores de
velocidade de corte tem-se uma diminuiccedilatildeo na magnitude das tensotildees trativas Entretanto na
longitudinal haacute muita heterogeneidade nos valores o que torna difiacutecil a anaacutelise dos resultados
nesta direccedilatildeo
33
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Longitudinal
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
1 2 3 4Condiccedilotildees
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Condiccedilotildees
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial
A Tabela 8 apresenta a meacutedia das tensotildees para cada condiccedilatildeo tanto na direccedilatildeo
longitudinal quanto na transversal a fim de analisar a influecircncia de cada paracircmetro nas
tensotildees residuais gerados no torneamento Conforme valores apresentados as tensotildees
superficiais circunferenciais encontram-se no estado de traccedilatildeo enquanto as tensotildees na direccedilatildeo
longitudinal apresentam um misto de compressatildeo e traccedilatildeo
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual
Condiccedilatildeo Tensotildees residuais (MPa)
C L
1 4925 plusmn 5 -58 plusmn 3
2 503 plusmn 7 85 plusmn 5
3 348 plusmn 6 -175 plusmn 6
4 3155 plusmn 2 111 plusmn 4
34
Avaliando o graacutefico da Figura 23 eacute possiacutevel observar uma clara reduccedilatildeo nos valores
das tensotildees quando passamos do regime de velocidade de 500mmin (condiccedilotildees 1 e 2) para o
de 600mmin (condiccedilotildees 3 e 4) Isto sugere que a tendecircncia da tensatildeo residual eacute reduzir seu
valor com o aumento da velocidade de corte conforme previsto na literatura [33] para
condiccedilotildees de transiccedilatildeo baixa-alta velocidade de corte Este comportamento sugere que a
condiccedilatildeo um e dois encontram-se no limiar do regime de altas velocidades
Com relaccedilatildeo ao efeito da profundidade nota-se que o comportamento das tensotildees
residuais eacute resultado da combinaccedilatildeo entre profundidade e velocidade Quando se tem
velocidades de corte maior o aumento da profundidade tende a diminuir os valores das
tensotildees ou seja aumenta o efeito da deformaccedilatildeo plaacutestica sobre o gradiente teacutermico o que natildeo
eacute evidente para velocidades menores
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Profundidade
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial
Na direccedilatildeo longitudinal (Figura 24) percebe-se uma amplificaccedilatildeo do efeito da
profundidade de corte na tensatildeo residual com o aumento da velocidade de corte Para as
amostras que foram submetidas agrave maior velocidade de corte ocorreu um aumento expressivo
da diferenccedila dos valores de tensotildees residuais encontrados em funccedilatildeo de uma mesma
profundidade de corte utilizada Contudo considerando o desvio padratildeo entre as medidas natildeo
35
se pode concluir qual a tendecircncia das TR na direccedilatildeo longitudinal com essa quantidade de
amostras pois haacute muita heterogeneidade nas medidas
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
LongitudinalT
ensatilde
o R
esid
ual (
MP
a)
Profundidade
Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal
Com relaccedilatildeo agrave rugosidade a literatura [10] descreve que com o aumento da velocidade
de corte ocorre uma diminuiccedilatildeo dos valores meacutedios de rugosidade enquanto que o aumento
da profundidade de corte acarreta em valores maiores de rugosidade apesar deste uacuteltimo natildeo
impactar tanto nos resultados Analisando os valores de rugosidade apresentados na Figura 25
em conjunto com a Figura 26 nota-se que os menores valores meacutedios de rugosidade foram
obtidos para os maiores valores de velocidade de corte (condiccedilotildees 3 e 4) Contudo tambeacutem
fica claro que existe uma inconsistecircncia dos valores apresentados na condiccedilatildeo dois O valor
esperado para esta condiccedilatildeo era seguir a tendecircncia das condiccedilotildees trecircs e quatro ou seja o valor
meacutedio de rugosidade da condiccedilatildeo dois deveria ser da mesma magnitude do valor da condiccedilatildeo
um poreacutem superior assim como o da condiccedilatildeo quatro eacute maior do que o da condiccedilatildeo trecircs
36
01 0223
24
25
26
27
28
29
30Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Profundidade
Vc = 500 [mmin] Vc = 600 [mmin]
Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade
1 2 3 423
24
25
26
27
28
29
30 Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Condiccedilatildeo
Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial
Analisando a Figura 27 eacute perceptiacutevel que o aumento da profundidade de corte
ocasionou resultados com tensotildees longitudinais de natureza trativa Isso pode ser relacionado
37
com um possiacutevel fator teacutermico imposto pela maior profundidade de corte sendo mais
evidente com maiores valores de velocidade de corte Entretanto quando se compara tensotildees
residuais com rugosidade novamente natildeo haacute como chegar a conclusotildees
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
1 2 3 4
Longitudinal
Condiccedilotildees
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
24
26
28
30
Rug
osid
ade
(μm
)
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
ii
CENTRO FEDERAL DE EDUCACcedilAtildeO TECNOLOacuteGICA CELSO SUCKOW DA FONSECA ndash CEFETRJ
Anaacutelise das Tensotildees Residuais Geradas no Torneamento em Altas Velocidades de um Accedilo SAE
4140
Matheus Patrick Soares Barbosa Reissel Reis de Souza
Projeto final apresentado em cumprimento agraves normas do Departamento de Educaccedilatildeo Superior do
CEFETRJ como parte dos requisitos para obtenccedilatildeo do tiacutetulo de Bacharel em Engenharia Mecacircnica
Profordf Orientadora Tatiane de Campos Chuvas
Rio de Janeiro Novembro de 2016
iii
Ficha catalograacutefica elaborada pela Biblioteca Central do CEFETRJ
B238 Barbosa Matheus Patrick Soares Anaacutelise das tensotildees residuais geradas no torneamento em altas
velocidades de um accedilo SAE 4140 Matheus Patrick Soares Barbosa Reissel Reis de Souzamdash2016
ix 42f + anexo il (algumas color) grafs tabs enc Projeto Final (Graduaccedilatildeo) Centro Federal de Educaccedilatildeo
Tecnoloacutegica Celso Suckow da Fonseca 2016 Bibliografia f 40-42 Orientadora Tatiane de Campos Chuvas 1 Engenharia mecacircnica 2 Tensotildees residuais 3 Torneamento
4 Raio X ndash Difraccedilatildeo 5 Accedilo I Souza Reissel Reis de II Chuvas Tatiane de Campos (Orient) III Tiacutetulo
CDD 621
iv
AGRADECIMENTOS
Agrave professora Tatiane de Campos Chuvas a quem somos eternamente gratos pela
ajuda paciecircncia e atenccedilatildeo que nos foi dada Sem seu auxiacutelio este projeto natildeo poderia ser
concluiacutedo
Aos nossos pais Joseacute Rocha Barbosa e Faacutetima Tereza de Paula Soares Barbosa pais
de Matheus Patrick Soares Barbosa e Marcos Aureacutelio Ferreira de Souza e Eloisa Helena Reis
de Souza pais de Reissel Reis de Souza pelo amor paciecircncia e dedicaccedilatildeo agrave nossa formaccedilatildeo
profissional que resultaram neste trabalho
Aos professores Joseacute Paulo Vogel e Geraldo Lima pela permissatildeo e auxiacutelio na
realizaccedilatildeo da parte experimental deste trabalho
Ao monitor Rodrigo Gonccedilalves de Souza Maciel pela preparaccedilatildeo das amostras
utilizadas para elaboraccedilatildeo deste trabalho
E agrave professora Maria Cindra Fonseca por ter disponibilizado o Laboratoacuterio de Anaacutelise
de Tensotildees ndash LAT do Departamento de Engenharia Mecacircnica da UFF para a realizaccedilatildeo das
mediccedilotildees das tensotildees
Ao CEFET-RJ Maracanatilde por ser uma casa acolhedora durante nosso percurso pelo
curso teacutecnico e graduaccedilatildeo
v
RESUMO
A presenccedila de tensotildees residuais (TR) geradas em todos os processos de fabricaccedilatildeo constitui
um dos grandes problemas encontrados na induacutestria metal-mecacircnica pois tensotildees residuais
trativas tecircm efeito deleteacuterio nos materiais diminuindo a vida em fadiga e a resistecircncia agrave
corrosatildeo sob tensatildeo dos mesmos Por outro lado tensotildees superficiais de natureza compressiva
oferecem benefiacutecios principalmente por ser uma barreira para a propagaccedilatildeo de trincas Deste
modo o estudo destas tensotildees eacute de caraacuteter fundamental para garantir a integridade estrutural
de componentes e estruturas metaacutelicas A busca por processos de fabricaccedilatildeo que reduzam o
tempo necessaacuterio para a produccedilatildeo mecacircnica eacute um dos fatores que justificam o avanccedilo
tecnoloacutegico obtido nos processos de usinagem principalmente com relaccedilatildeo a velocidade de
corte aplicada Neste trabalho foi conduzido um estudo experimental sobre a influecircncia dos
paracircmetros de usinagem no niacutevel de tensotildees residuais presentes no accedilo SAE 4140 Para isto
foram avaliadas as tensotildees residuais atraveacutes do meacutetodo de difraccedilatildeo de raios-x em amostras
que foram submetidas agrave diferentes velocidades de cortes (entre 500 e 600 m min) e
diferentes profundidades de cortes (01 e 02 mm) Observou-se que as tensotildees residuais
circunferenciais foram todas trativas o que poderia ser prejudicial em serviccedilo Contudo para
maiores valores de velocidade de corte foram obtidas menores magnitudes de tensotildees
residuais Medidas de rugosidade complementaram esse estudo
Palavras-chaves torneamento alta velocidade de corte tensotildees residuais difraccedilatildeo de raios-X
Accedilo SAE 4140
vi
ABSTRACT
The presence of residual stresses generated in all manufacturing processes is one of the major
problems encountered in the metal-mechanical industry because residual tensile stresses have
a deleterious effect on the materials reducing fatigue life and resistance to stress corrosion of
the same On the other hand surface tensions of compressive nature offer benefits mainly as
a barrier for the propagation of cracks In this way the study of these tensions is of
fundamental character to guarantee the structural integrity of metallic components and
structures The search for manufacturing processes that reduce the time required for
mechanical production is one of the factors that justify the technological advance obtained in
the machining processes especially in relation to the applied cutting speed In this work an
experimental study was conducted on the influence of machining parameters on the level of
residual stresses in SAE 4140 steel For this the residual stresses were evaluated by the X-ray
diffraction method in samples that were submitted to different cutting speeds (between 500
and 600 m min) and different cut depths (01 and 02 mm) It was observed that the residual
circumferential stresses were all trative which could be harmful in service However for
higher values of shear rate lower magnitudes of residual stress were obtained Roughness
measurements complemented this study
Keywords turning high cutting speed residual stresses X-ray diffraction SAE 4140 steel
vii
SUMAacuteRIO Introduccedilatildeo 1
11 ndash Motivaccedilatildeo 1
12 ndash Justificativa 2
13 ndash Objetivos 2
14 ndash Metodologia e Trabalho Realizado 2
Revisatildeo Bibliograacutefica 4
21 ndash Accedilo SAE 4140 4
22 ndash Torneamento 6
221 ndash Torneamento do accedilo 4140 12
23 ndash Tensotildees Residuais 16
231 ndash Tensotildees Residuais em usinagem 17
232 ndash Tensotildees Residuais em torneamento 18
233 ndash Tensometria por difraccedilatildeo de Raios-X 21
Materiais e Meacutetodos 26
31 ndash Material 26
32 ndash Preparaccedilatildeo das amostras 27
33 ndash Torneamento em Alta Velocidade 28
34 ndash Mediccedilatildeo das tensotildees residuais 30
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial 31
Resultados e discussotildees 32
Conclusotildees 38
Sugestotildees para trabalhos futuros 39
Bibliografia 40
Anexo 43
viii
LISTA DE FIGURAS Figura 1Matriz martensiacutetica do SAE 4140 (a) Tratamento teacutermico de tecircmpera (antes do revenido) (b) Tratamento teacutermico de tecircmpera (apoacutes o revenido) [6] 5 Figura 2Curva de dureza em funccedilatildeo da temperatura de revenido do accedilo 4140 (esquerda) Tenacidade em funccedilatildeo da temperatura de revenimento para o accedilo 4140 revenido por uma hora (direita) [8] 6
Figura 3 Representaccedilatildeo esquemaacutetica de torneamento [11 Modificado] 7 Figura4Faixa de velocidade de corte para diversas operaccedilotildees de usinagem [15 Modificado] 9 Figura 5 Rugosidades Ra e Rt [21] 10 Figura 6 Zonas de esforccedilo cisalhante na ferramenta durante o torneamento [12 Modificado] 11
Figura 7 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24 Modificado] 14
Figura 8 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24 Modificado] 15 Figura 9 Desenho esquemaacutetico dos tipos de tensatildeo residual [27] 17
Figura10Tensotildees residuais medidas na direccedilatildeo de longitudinal (a) e na direccedilatildeo circunferencial (b) [33] 20 Figura 11 Classificaccedilatildeo dos processos de mediccedilatildeo de tensotildees residuais [37] 21
Figura 12 Difraccedilatildeo de raios-X em cristais simples carregados e descarregados [39] 23 Figura 13 Sistema de coordenadas polares [41 Modificado] 24
Figura 14 Estado de tensatildeo do material em funccedilatildeo do declive da curva 2θ x sensup2ψ [41] 25 Figura 15 Representaccedilatildeo esquemaacutetica das amostras 26 Figura 16 Torno utilizado na preparaccedilatildeo da amostra 27
Figura 17 CNC Romi Centur 30D 28
Figura 18 Insertos utilizados no torneamento 29 Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra 30 Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras 31
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson 31
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial 33 Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial 34 Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal 35 Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade 36 Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial 36
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal 37
ix
LISTA DE TABELAS Tabela 1 Composiccedilatildeo quiacutemica accedilo SAE 4140 (em de peso) [4 Modificado] 4 Tabela2Propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140 em temperatura ambiente [3 Modificado] 4 Tabela 3 Testes e paracircmetros de ferramentas revestidas e sem revestimento [24 Modificado] 14 Tabela 4 Teacutecnicas e caracteriacutesticas para determinaccedilatildeo da tensatildeo residual [27 Modificado] 22 Tabela 5 Tabela das Condiccedilotildees 28 Tabela 6 Propriedades do inserto 29 Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem 32
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual 33
1
Capiacutetulo 1
Introduccedilatildeo
Com a crescente demanda por inovaccedilotildees nos processos produtivos e o niacutevel atual de
desenvolvimento das ferramentas de usinagem com novos materiais geometrias e coberturas
a usinagem de accedilo estaacute assumindo um grande destaque no meio industrial Nas operaccedilotildees de
acabamento em produccedilatildeo seriada o torneamento de peccedilas em accedilo estaacute se tornando uma
alternativa ao processo de retificaccedilatildeo reduzindo consideravelmente o tempo e o custo de
fabricaccedilatildeo possibilitando em alguns casos uma reduccedilatildeo de ateacute 60 [1] Contudo os
processos de usinagem induzem na camada superficial e subsuperficial da peccedila alguma
alteraccedilatildeo estrutural gerando tensotildees residuais que dependendo do seu sinal e magnitude
podem trazer benefiacutecios ou prejuiacutezos para a vida em serviccedilo da peccedila usinada [2]
Estudos de integridade superficial vem sendo desenvolvidos e aprimorados
continuamente visando a otimizaccedilatildeo dos paracircmetros de corte aplicados em operaccedilotildees de
usinagem principalmente no torneamento em altas velocidades Como se sabe a busca por
maior produtividade e reduccedilatildeo de custos eacute constante na aacuterea metal-mecacircnica Assim natildeo
basta aumentar o tempo de vida de uma ferramenta de corte eacute preciso compreender como os
paracircmetros de corte influenciam na qualidade e propriedade da peccedila produzida
11 ndash Motivaccedilatildeo
A necessidade de aumentar a produtividade incentiva os setores de usinagem a
empregar paracircmetros de corte cada vez mais severos o que tende a mudar significativamente
a integridade superficial das peccedilas fabricadas principalmente o estado das tensotildees residuais
As tensotildees residuais geradas durante a usinagem de determinado material dependem
especialmente do material da peccedila do tipo e geometria da ferramenta e dos paracircmetros de
usinagem tais como velocidade de corte avanccedilo e profundidade de corte Assim se torna de
fundamental importacircncia tecnoloacutegica o desenvolvimento de estudos sobre como os
paracircmetros de corte influenciam nas tensotildees residuais apoacutes processos de usinagem sobretudo
quando se tratar de processos em altas velocidades
2
12 ndash Justificativa
Pesquisas em usinagem satildeo realizadas constantemente O desenvolvimento dos
chamados processos de usinagem com alta velocidade de corte (HSC ndash High Speed Cutting ou
HSM ndash High Speed Machining) vem melhorando dia a dia a produtividade do setor com a
diminuiccedilatildeo do tempo de usinagem Entretanto por ser um processo severo tanto as
ferramentas de corte quanto as peccedilas produzidas podem sofrer danos irreversiacuteveis e prejudicar
todo o processo de fabricaccedilatildeo Neste acircmbito o estudo sobre como os paracircmetros de corte
influenciam na operaccedilatildeo e na qualidade da peccedila fabricada satildeo fundamentais para o contiacutenuo
desenvolvimento tecnoloacutegico da aacuterea de usinagem
13 ndash Objetivos
O estudo de processos de fabricaccedilatildeo por usinagem e suas influecircncias nas propriedades
macroscoacutepicas satildeo fundamentais para melhorar a produccedilatildeo e eficaacutecia dos procedimentos
adotados atualmente na induacutestria A intenccedilatildeo deste trabalho eacute contribuir com informaccedilotildees
sobre a integridade superficial resultante do torneamento em alta velocidade de componentes
mecacircnicos com foco nas tensotildees residuais geradas nesses processos que em funccedilatildeo da sua
natureza e magnitude podem ser beneacuteficas ou prejudiciais para a vida em serviccedilo da peccedila
usinada
14 ndash Metodologia e Trabalho Realizado
O presente trabalho foi realizado em cinco etapas Revisatildeo bibliograacutefica Materiais e
Meacutetodos Resultados e Discussotildees Conclusatildeo e Sugestotildees para trabalhos futuros aleacutem da
lista da bibliografia utilizada para a elaboraccedilatildeo do mesmo e anexo com o programa utilizado
no torno CNC
Na revisatildeo bibliograacutefica os conceitos e definiccedilotildees relevantes ao tema satildeo apresentados
para melhor embasamento teoacuterico do trabalho Em Materiais e Meacutetodos satildeo descritas todas as
etapas de trabalho para a obtenccedilatildeo dos dados Na parte experimental do trabalho usinagem
das amostras medidas de tensotildees residuais e rugosidade superficial No capiacutetulo Resultados e
Discussotildees eacute apresentada toda a anaacutelise sobre as tensotildees residuais geradas nos processos de
torneamento e satildeo estabelecidas correlaccedilotildees com os paracircmetros de corte e com a rugosidade
3
superficial medida apoacutes a usinagem e dados da literatura Por fim satildeo apresentadas as
conclusotildees obtidas neste estudo e sugeridos pontos importantes que podem ser desenvolvidos
com base neste para trabalhos futuros
4
Capiacutetulo 2
Revisatildeo Bibliograacutefica 21 ndash Accedilo SAE 4140
O accedilo SAE 4140 tambeacutem conhecido como accedilo-cromo-molibdecircnio eacute classificado
como accedilo meacutedio carbono ligado para beneficiamento Este accedilo possui teores de carbono entre
03 e 05 em sua estrutura explicando a classificaccedilatildeo de ser considerado um accedilo de meacutedio
carbono Podem ser utilizados a temperaturas de ateacute 480degC reduzindo drasticamente sua
resistecircncia com valores de temperatura maiores Esse material eacute aplicado na fabricaccedilatildeo de
automoacuteveis aviotildees virabrequins bielas eixos engrenagens armas parafusos equipamentos
para petroacuteleo dentre outros devido as exigecircncias de elevada dureza resistecircncia e tenacidade
[3] As Tabela 1 e 2 apresentam as faixas de composiccedilatildeo quiacutemica e propriedades mecacircnicas
do SAE 4140 respectivamente
Tabela 1 Composiccedilatildeo quiacutemica accedilo SAE 4140 (em de peso) [4 Modificado][4]
SAE C Mn P S Si Cr Mo
4140 038 ndash 043 075 ndash 100 003 maacutex 004 maacutex 015 ndash 035 08 ndash 110 015 ndash 025
Tabela 2 Propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140 em temperatura ambiente [3
Modificado] [3]
Densidade (103119896119892 1198983) 77 ndash 803
Coeficiente de Poisson 027 ndash 03
Moacutedulo de Young (GPa) 655
Resistecircncia agrave tensatildeo (MPa) 4171
Alongamento () 257
Reduccedilatildeo de Aacuterea () 569
Dureza (HB) - Temperado a 815 degC 197
Resistecircncia a Impacto (J) - Temperado a 815 degC
545
Na Figura 1a podemos ver a microestrutura do material apoacutes a tempera e apoacutes a
tempera mais revenido Nota-se que a estrutura eacute predominantemente martensiacutetica apoacutes a
tecircmpera conferindo ao material grande resistecircncia e dureza poreacutem baixa tenacidade A
5
transformaccedilatildeo ocorre quando a taxa de resfriamento brusca eacute raacutepida o suficiente para prevenir
a difusatildeo do carbono pois qualquer difusatildeo que por ventura ocorra resultaraacute na formaccedilatildeo das
fases ferrita e cementita A austenita possui estrutura CFC que sofre uma transformaccedilatildeo
polimoacuterfica para martensita tetragonal de corpo centrado (TCC) sendo formada por uma
soluccedilatildeo soacutelida supersaturada de carbono no ferro [5]
Apoacutes o revenimento (Figura 1b) houve a dissoluccedilatildeo da estrutura martensiacutetica que
passou a ser uma estrutura de martensita revenida que confere ao material propriedades
equilibradas de resistecircncia tenacidade e dureza Os pontos escuros satildeo resultado de ataque
dos agentes quiacutemicos utilizados na metalografia Juntos os tratamentos teacutermicos de tecircmpera e
revenido constituem o chamado tratamento de beneficiamento [6]
Figura 1 Matriz martensiacutetica do SAE 4140 (a) Tratamento teacutermico de tecircmpera (antes do
revenido) (b) Tratamento teacutermico de tecircmpera (apoacutes o revenido) [6]
A taxa de resfriamento no processo de tecircmpera afeta de forma substancial o resultado
do tratamento sendo dependente do meio de resfriamento que entra em contato com a
amostra Diante disso se o resfriamento controla a taxa de nucleaccedilatildeo e a do crescimento em
transformaccedilotildees difusionais a temperatura de transformaccedilatildeo determinaraacute a microestrutura final do
produto transformado [6] Com relaccedilatildeo ao revenido o mesmo tem por objetivo corrigir a
excessiva dureza e fragilidade do material melhorando sua ductilidade e resistecircncia ao
choque aleacutem de corrigir aliviar as tensotildees residuais provenientes da tempera [7] Na Figura 2
pode-se ver como a dureza e tenacidade satildeo afetadas pela temperatura de revenimento para o
accedilo 4140
6
Figura 2 Curva de dureza em funccedilatildeo da temperatura de revenido do accedilo 4140 (esquerda)
Tenacidade em funccedilatildeo da temperatura de revenimento para o accedilo 4140 revenido por uma hora
(direita) [8]
22 ndash Torneamento
O ato de trabalhar uma peccedila bruta com maacutequinas-ferramenta para conferir-lhe a forma
final desejada em especiacutefico envolvendo a retirada de material se chama usinagem Dentro
deste escopo existem diferentes processos como fresamento retificaccedilatildeo furaccedilatildeo
mandrilamento brochamento roscamento torneamento entre outros [9]
As peccedilas metaacutelicas fabricadas pelos processos metaluacutergicos convencionais - como
fundiccedilatildeo forjamento e etc ndash geralmente apresentam superfiacutecies grosseiras e que em alguns
casos exigem um determinado acabamento Por outro lado os processos citados nem sempre
permitem obter certas peculiaridades como saliecircncias ou reentracircncias furos rosqueados e
furos passantes por exemplo Assim a usinagem se torna necessaacuteria principalmente onde
essas geometrias natildeo conseguem ser alcanccediladas por outros tipos de processos de fabricaccedilatildeo
Dentre os processos de usinagem o torneamento eacute o processo de fabricaccedilatildeo mecacircnica
responsaacutevel em geral pela fabricaccedilatildeo de peccedilas de revoluccedilatildeo [10]
7
O torneamento eacute a operaccedilatildeo por intermeacutedio da qual um soacutelido indefinido eacute feito girar
ao redor do eixo da maacutequina operatriz denominada torno ao mesmo tempo que a ferramenta
de corte lhe retira material perifericamente de modo a transformaacute-lo numa peccedila bem definida
tanto em relaccedilatildeo agrave forma quanto as dimensotildees Como todos os trabalhos executados com
maacutequinas-ferramenta o torneamento ocorre mediante a retirada progressiva de material
(cavaco) da peccedila trabalhada por uma ferramenta de corte que deve ter uma dureza superior agrave
do material a ser cortado e possuir um soacute gume cortante [10]
As operaccedilotildees de usinagem podem ser divididas em desbaste e acabamento No
desbaste natildeo existe preocupaccedilatildeo com a qualidade da superfiacutecie uma vez que a prioridade eacute a
retirada de grande volume de material Jaacute no acabamento a prioridade estaacute em obter uma boa
rugosidade superficial e uma boa aparecircncia da superfiacutecie ou entatildeo o que estiver especificado
em projeto [9]
No torneamento a ferramenta penetra na peccedila cujo movimento rotativo ao redor de
seu eixo permite o corte contiacutenuo e regular do material A forccedila necessaacuteria para retirar o
cavaco eacute feita sobre a peccedila enquanto a ferramenta firmemente presa ao porta-ferramenta
contrabalanccedila a reaccedilatildeo dessa forccedila Para realizar o torneamento satildeo necessaacuterios trecircs
movimentos relativos entra a peccedila e a ferramenta (Figura 3)
bull Movimento de corte eacute o movimento principal que permite cortar o material O
movimento eacute rotativo e realizado pela peccedila
bull Movimento de avanccedilo eacute o movimento que desloca a ferramenta
longitudinalmente agrave peccedila
bull Movimento de penetraccedilatildeo eacute o movimento que determina a profundidade de
corte ao deslocar a ferramenta radialmente contra a peccedila e assim regular a
profundidade de corte do passe e a espessura do cavaco
Figura 3 Representaccedilatildeo esquemaacutetica de torneamento [11 Modificado] [11]
MOVIMENTO DE
PENETRACcedilAtildeO
MOVIMENTO
DE AVANCcedilO
MOVIMENTO DE
CORTE
8
Assim como nos outros processos de usinagem o que define como a operaccedilatildeo de
torneamento a ser realizada satildeo os paracircmetros da usinagem Esses paracircmetros precisam ser
bem estudados e definidos para o torneamento produzir peccedilas em conformidade com o projeto
e ao mesmo tempo preservar ao maacuteximo a ferramenta de corte Para o torneamento pode-se
definir como principais paracircmetros de corte [12]
bull Velocidade de Corte (Vc) velocidade perifeacuterica da ponta da ferramenta na peccedila
conforme mostrado na Equaccedilatildeo 21
119881119888 =
120587 lowast 119889 lowast 119899
1000(
119898
119898119894119899)
(21)
d = diacircmetro em mm
n = rotaccedilatildeo em rpm
bull Avanccedilo (a) Deslocamento que a ferramenta faz em uma volta da peccedila O avanccedilo
eacute dado por mmrot
bull Velocidade de avanccedilo (Va) Medida do deslocamento que a ferramenta faz por
unidade de tempo conforme mostrado na Equaccedilatildeo 22
119881119886 = 119886 lowast 119899 (119898119898
119898119894119899)
(22)
bull Profundidade de corte (p) Medida linear da penetraccedilatildeo que a ferramenta faz na
peccedila em cada passe conforme mostrado na Equaccedilatildeo 23
119901 =
119863 minus 119889
2(119898119898)
(23)
D = diacircmetro inicial em mm (antes do passe)
d = diacircmetro final em mm (apoacutes o passe)
A busca por aumento de produtividade nos processos de usinagem vem de longa data
Taylor procurava melhorar o material usado para confeccionar as ferramentas de corte e seus
estudos renderam o desenvolvimento dos accedilos raacutepidos para ferramentas de corte Com a
criaccedilatildeo deste material se tornou possiacutevel elevar a velocidade da usinagem sem trazer grandes
prejuiacutezos agraves ferramentas e assim aumentar a produtividade do processo [13]
9
Com o decorrer dos anos diversas outras contribuiccedilotildees surgiram para poder fazer a
usinagem com velocidades de corte cada vez mais elevadas Essas contribuiccedilotildees foram em
diferentes aacutereas como os materiais para as ferramentas e na elaboraccedilatildeo de maacutequinas-
ferramentas que fossem capazes de suportar tamanhas velocidades e consequentemente as
solicitaccedilotildees que esse tipo de usinagem impotildee na maacutequina [13]
A usinagem em alta velocidade de corte ou HSM (High Speed Machining) ou HSC
(High Speed Cutting) eacute reconhecida como uma importante tecnologia de usinagem em
desenvolvimento e implantaccedilatildeo Esse modo de operaccedilatildeo tem como principal vantagem a
possibilidade de executar usinagem com velocidades de corte cinco a dez vezes maiores do
que as normalmente utilizadas e com avanccedilo e profundidade de corte menores do que os
adotados na usinagem convencional Embora possa ser utilizada em operaccedilotildees de desbaste a
sua aplicaccedilatildeo eacute sobretudo indicada para semi-acabamento e acabamento [14]
A definiccedilatildeo de ldquoalta velocidade de corterdquo eacute relativa pois essa definiccedilatildeo diz respeito ao
material a ser usinado da ferramenta de corte e do processo de usinagem Isto significa dizer
que dependendo da configuraccedilatildeo da operaccedilatildeo ela pode ser considerada em alta velocidade
para um material e baixa para outro por exemplo com uma ferramenta de accedilo raacutepido para
usinagem de um material de baixa resistecircncia os valores dos paracircmetros podem ser
aumentados jaacute para a usinagem de materiais de elevadas resistecircncias esses mesmos
paracircmetros satildeo reduzidos para preservar a peccedila e a ferramenta de corte [13] Por mais incerto
que ainda seja definir quais paracircmetros satildeo considerados alta velocidade Muumlller e Soto 1999
[15] estipularam faixas de velocidades de corte e sua caracterizaccedilatildeo conforme a Figura 4
Figura 4 Faixa de velocidade de corte para diversas operaccedilotildees de usinagem [15
Modificado][15]
10
A seleccedilatildeo cuidadosa dos paracircmetros de corte corretos de usinagem tem forte influecircncia
na obtenccedilatildeo de uma boa integridade superficial Este termo foi primeiramente discutido por
Field e Kahles et al (1964) [16] para eles a Integridade Superficial eacute um meio de definir os
aspectos superficiais em termos da performance de um componente em serviccedilo
Adicionalmente segundo Griffths et al (1989) [17] tambeacutem tem valor topoloacutegico mecacircnico
quiacutemico e metaluacutergico como rugosidade variaccedilotildees de dureza mudanccedilas microestruturais e
tensotildees residuais
Para os processos de usinagem a rugosidade tem grande importacircncias pois a mesma eacute
fundamental para o controle da qualidade das peccedilas produzidas A rugosidade pode ser
definhada como a topografia em escala microscoacutepica apoacutes um processo de retirada de material
como a usinagem Os fatores que contribuem com a rugosidade normalmente estatildeo mais
relacionados com os paracircmetros de processo do que com o maquinaacuterio Alguns exemplos satildeo
marcas deixadas pela ferramenta devido a fragmentos ou ao gume de corte geraccedilatildeo de
rebarba do material durante o corte forma geomeacutetrica da ferramenta quebra de cavaco entre
outros [9]
Dentre os paracircmetros utilizados na avaliaccedilatildeo da rugosidade o mais comumente
empregado eacute o da rugosidade meacutedia (Ra) [18] Tal paracircmetro eacute obtido atraveacutes da meacutedia
aritmeacutetica do perfil da superfiacutecie em relaccedilatildeo a uma linha meacutedia definida atraveacutes de um
comprimento de amostra [19] [20] Segundo Machado et al (2009) [9] outro paracircmetro
largamente utilizado eacute o da rugosidade Total (Rt) que consiste na distacircncia total entre o maior
pico e o vale mais profundo A Figura 5 mostra a representaccedilatildeo graacutefica de ambos os
paracircmetros Ra e Rt
Figura 5 Rugosidades Ra e Rt [21]
11
Segundo Griffths et al (2001) [12] o torneamento produz efeitos termomecacircnicos
que estatildeo diretamente relacionados agrave integridade superficial da peccedila usinada O efeito
mecacircnico adveacutem principalmente das tensotildees de cisalhamentos desenvolvidas no processo
sendo estas distribuiacutedas em trecircs zonas A chamada zona primaacuteria ocorre na peccedila a medida que
o material eacute removido e convertido em cavaco a secundaacuteria fica localizada na parte inferior
do cavaco a medida que este eacute forccedilado contra a ferramenta e a terciaacuteria ocorre na parte
inferior da ferramenta agrave medida que esta eacute arrastada sobre o material receacutem cortado As
tensotildees primaacuterias e terciaacuterias afetam a superfiacutecie da peccedila cortada jaacute a secundaacuteria natildeo como
mostra a Figura 6 [12]
Adicionalmente pode-se relacionar essas zonas com os raios da ponta das ferramentas
e seu desgaste na integridade superficial da peccedila Em uma ferramenta afiada a ponta da
ferramenta tem um raio de tiacutepico de 8 microm Com o uso da ferramenta e sua degradaccedilatildeo o raio
da ponta aumenta levando a uma planificaccedilatildeo da face da ferramenta em contato com a peccedila e
aumentado os valores do acircngulo de inclinaccedilatildeo Com este aumento o material que se encontra
na ponta da ferramenta eacute forccedilado para frente e comprimido contra a superfiacutecie do material
Quando o acircngulo de inclinaccedilatildeo chega a um valor criacutetico segundo Griffths et al (2001) [12]
maior que -75deg a ferramenta deixa de cortar e passa a criar protuberacircncias no material
degradando a integridade superficial do mesmo
Figura 6 Zonas de esforccedilo cisalhante na ferramenta durante o torneamento [12 Modificado]
[12]
Ainda com relaccedilatildeo ao raio da ponta da ferramenta e seu desgaste sabe-se que
ferramentas afiadas geram temperaturas comparativamente menores que uma natildeo afiada
Segundo Griffths et al (2001) [12] uma ferramenta gasta pode gerar temperaturas proacuteximas a
700degC dependendo dos paracircmetros de corte aplicados Considerando que a temperatura de
12
transformaccedilatildeo microestrutural de algumas fases presentes em peccedilas de accedilo estaacute em torno de
723degC pode-se concluir que a usinagem nessas condiccedilotildees pode resultar em transformaccedilatildeo de
fase
Todos estes fatores contribuem para a geraccedilatildeo de tensotildees residuais associadas a um
material torneado Entatildeo pode-se concluir que estas tensotildees podem apresentar diferentes
perfis dependendo de quatildeo gasta a ferramenta estaacute da presenccedila de lubrificaccedilatildeo e das
condiccedilotildees de operaccedilatildeo aleacutem de estarem diretamente relacionadas aos paracircmetros de corte
Normalmente o consenso eacute de que se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser
compressivas enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [12]
221 ndash Torneamento do accedilo 4140
Na literatura satildeo encontrados vaacuterios trabalhos que tecircm como objetivo estudar a
influecircncia dos paracircmetros de corte no desgaste das ferramentas de corte e principalmente na
integridade superficial das peccedilas produzidas Em particular os accedilos 4140 tecircm sido
amplamente estudados neste acircmbito tendo em vista sua aplicaccedilatildeo na induacutestria
Ersan Aslan et al (2007) [22] estudaram os efeitos dos paracircmetros de corte do accedilo
AISI 4140 endurecido (63 HRc) com ferramenta de ceracircmica misturada com Al2O3 + TiCN
no torneamento a seco Neste trabalho concluiu que a velocidade de corte foi o uacutenico fator
estatisticamente significante no desgaste da ferramenta e embora natildeo estatisticamente
significante a profundidade de corte teve uma influecircncia fiacutesica na variaccedilatildeo dos resultados
Apesar de inesperado observaram que velocidades elevadas diminuiacuteam o desgaste da
ferramenta e dessa forma concluiu-se que para minimizar o desgaste da ferramenta
velocidades de corte maiores 250 mmin e niacuteveis reduzidos de profundidade de corte 025
ou 050 mm devem ter preferecircncia Tambeacutem foi relatado que soacute duas interaccedilotildees velocidade
de corte e avanccedilo e avanccedilo e profundidade de corte possuiacuteram significacircncia estatiacutestica na
rugosidade superficial Na anaacutelise dos resultados chegou-se ao consenso de que uma
velocidade de corte elevada 250 mmin uma profundidade de corte miacutenima 025 mm e um
avanccedilo intermediaacuterio 010 mmrev minimizava os valores da rugosidade superficial
Sudhansu et al (2015) [23] pesquisaram a rugosidade superficial e o desgaste da
aresta de corte no torneamento severo do AISI 4140 com dureza de 52 HRc com pastilhas de
ceracircmica misturada com Al2O3 + TiCN e revestidas com PVD-TiN Na pesquisa os
paracircmetros usados foram combinaccedilotildees de velocidades de corte de 100 170 e 240 mmin
13
avanccedilos de 005 010 e 015 mmrev e profundidades de corte de 01 02 e 03 mm Apoacutes a
conclusatildeo dos experimentos conseguiram obter uma superfiacutecie com oacutetimo acabamento com o
torneamento severo tendo como conclusatildeo que a rugosidade superficial era afetada
principalmente pelo avanccedilo e que a profundidade de corte teve impacto despreziacutevel a
velocidade de corte teve um efeito negativo para a rugosidade e que quatildeo maior era a
velocidade de corte empregada (acima de 170 mmin) pior era a rugosidade superficial
Assim como Ersan et al (2007) [22] os autores reafirmaram que a velocidade de corte eacute o
fator preponderante sobre o desgaste da aresta da ferramenta de corte e os efeitos da interaccedilatildeo
avanccedilo-profundidade de corte satildeo notavelmente mais significantes em comparaccedilatildeo com o
avanccedilo somente Ressalta-se tambeacutem que embora a influecircncia da profundidade de corte natildeo
ter sido observada como significante estatisticamente o desgaste da aresta eacute uma funccedilatildeo
crescente da profundidade de corte A rugosidade do accedilo AISI 4140 foi uma funccedilatildeo do perfil
da aresta da pastilha ceracircmica revestida com TiN Quando a velocidade de corte era
aumentada o perfil da aresta da ferramenta crescia e isso causou deterioraccedilatildeo da superfiacutecie
trabalhada Apesar do crescimento do perfil da aresta ter chegado ao limite permissiacutevel de 03
mm a rugosidade Ra natildeo excedeu 16 microm
Alajmi et al (2015) [24] fizeram um monitoramento termograacutefico da aresta de corte
de ferramentas revestidas e natildeo revestidas na busca de aprender sobre os paracircmetros de corte
e suas influecircncias nas ferramentas e no aporte teacutermico nas ferramentas Nesse monitoramento
usou-se os paracircmetros de velocidade de corte de 75 e 115 mmin avanccedilo de 018 e 032
mmrev profundidade de corte de 15mm e com velocidades de cortes de 115 e 75 mmin em
diferentes accedilos sendo um deles o 4140 Com base nos ensaios realizados os autores
observaram que a velocidade de corte natildeo teve efeito significante nas temperaturas
observadas diferente do avanccedilo que com a sua reduccedilatildeo resultava em maiores valores de
temperatura Com a deformaccedilatildeo da aresta de corte uma elevaccedilatildeo da temperatura foi
observada provavelmente pela maior aacuterea de contato causada por essa deformaccedilatildeo e a
temperatura produzida pelas ferramentas eram menores quando as ferramentas possuiacuteam
revestimento Observou-se tambeacutem a importacircncia do uso de revestimento nas ferramentas e
sua influecircncia nas temperaturas obtidas conforme apresenta a Tabela 3 e as Figuras 6 e 7
14
Tabela 3 Testes e paracircmetros de ferramentas revestidas e sem revestimento [24 Modificado] [24]
Teste (nuacutemero)
Paracircmetros de corte Velocidade (V)
mmin Avanccedilo (f)
mmrev Profundidade de corte
(d) mm Diacircmetro
(mm) N
(rpm) T1 115 032 15 100 360 T2 115 018 15 100 360 T3 75 032 15 100 250 T4 75 018 15 100 250
Figura 7 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
15
Figura 8 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
Akbar et al (2008) [25] fizeram uma anaacutelise experimental da particcedilatildeo teacutermica no
torneamento a seco do accedilo AISI 4140 aplicando diferentes velocidades de corte incluindo
velocidades convencionais e altas velocidades de torneamento (100 197 314 395 565 628
785 e 880 mmin) O avanccedilo e a profundidade de corte foram mantidos constantes (01
mmrev e 25mm respectivamente) e o comprimento cortado foi limitado a 5mm para
minimizar a variaccedilatildeo que o desgaste da ferramenta poderia trazer Foram usadas duas
ferramentas uma de metal duro sem revestimento e outra com revestimento de TiN
Observou-se uma variaccedilatildeo no comportamento das forccedilas de corte com o aumento da
velocidade corte Variando a velocidade de corte de 100 ateacute 395 mmin a forccedila de corte
diminuiacutea Entretanto na faixa de 395 e 565 mmin essa forccedila cresce junto com a elevaccedilatildeo da
velocidade Em seguida a forccedila torna a diminuir na regiatildeo de altas velocidades acima de 565
mmin
Neste mesmo trabalho revelou-se que para as ferramentas revestidas com TiN as
forccedilas de corte diminuiacuteram gradativamente quando a velocidade aumentava (de 100 ateacute 880
mmin) A medidas experimentais de forccedila de corte e de avanccedilo foram maiores para as
ferramentas natildeo-revestidas em todas as velocidades estudadas Relata-se que este fenocircmeno
pode ser decorrente da reduccedilatildeo da fricccedilatildeo e da adesatildeo com a peccedila que o revestimento de TiN
proporciona A forccedila de avanccedilo tambeacutem reduziu gradualmente com o aumento da velocidade
de corte em todos os testes tanto para as ferramentas com revestimento ou sem
16
23 ndash Tensotildees Residuais
Matsumoto et al (1986) [26] definiram tensatildeo residual como a tensatildeo que permanece
no componente apoacutes a solicitaccedilatildeo termomecacircnica agrave qual foi submetido Sua presenccedila pode ser
uacutetil ou deleteacuteria dependendo da sua natureza trativa ou compressiva e magnitude alta ou
baixa A classificaccedilatildeo atual dos tipos de tensotildees residuais eacute definida quanto a sua abrangecircncia
podendo ser classificadas como Tensotildees Macroscoacutepicas tambeacutem referenciada como Tipo I
Tensotildees Microscoacutepicas chamadas de Tipo II e Tensotildees submicroscoacutepicas ou Tipo III [27]
bull Tensotildees residuais do tipo I Satildeo tensotildees a niacuteveis macroscoacutepicos em uma escala
maior que o tamanho de gratildeo do material
bull Tensotildees residuais do tipo II Satildeo tensotildees microscoacutepicas que variam dentro da
escala de um gratildeo individual Tais tensotildees satildeo esperadas natildeo somente em
materiais com muacuteltiplas microestruturas mas inclusive em materiais que
possuem uma microestrutura uacutenica devido a anisotropia e o comportamento de
cada gratildeo
bull Tensotildees residuais do tipo III Tambeacutem satildeo tensotildees microscoacutepicas poreacutem esta
existe dentro do gratildeo Por isso muitas vezes satildeo chamadas de submicroscoacutepicas
Satildeo essencialmente resultado da presenccedila de descontinuidades e outros defeitos
da estrutura cristalina do material Normalmente vem acompanhada da Tensatildeo
de Tipo II
Na Figura 9 eacute apresentado um diagrama esquemaacutetico que mostra os 3 tipos de tensatildeo
residual (120590119868 120590119868119868 119890 120590119868119868119868) [27]
17
Figura 9 Desenho esquemaacutetico dos tipos de tensatildeo residual [27]
A anaacutelise das tensotildees residuais presentes nos componentes mecacircnicos bem como a
compreensatildeo do comportamento das propriedades mecacircnicas dos materiais quando sujeitos a
campos de tensotildees originados nos processos usinagem eacute de grande importacircncia para diversas
aacutereas Estaacute bem estabelecido que a presenccedila de tensotildees residuais compressivas na superfiacutecie
do material aumenta a sobrevida em fadiga pois a compressatildeo dificulta a nucleaccedilatildeo eou a
propagaccedilatildeo de trincas [28] Em contrapartida tensotildees trativas podem se somar agraves tensotildees de
trabalho mesmo no regime elaacutestico podendo levar a ruptura prematura do componente [29]
231 ndash Tensotildees Residuais em usinagem
As tensotildees residuais satildeo desenvolvidas em qualquer processo termomecacircnico sendo
essas tensotildees classificadas de acordo com sua origem em Teacutermica Quiacutemica e Mecacircnica
Entre as trecircs origens as tensotildees de origem teacutermica em um niacutevel macroscoacutepico satildeo
decorrentes de um aquecimento e resfriamento natildeo uniforme advindas de processos como a
usinagem e tratamentos teacutermicos Adicionalmente restriccedilotildees impostas por peccedilas de grande
volume podem levar ao desenvolvimento de tensotildees elevadas magnitudes devido ao
gradiente teacutermico entre a superfiacutecie e o nuacutecleo da peccedila Um exemplo eacute o processo de tempera
de um accedilo que leva a tensotildees compressivas na superfiacutecie balanceadas com tensotildees trativas no
centro do componente [27]
Tensotildees de origem quiacutemica se desenvolvem devido a mudanccedilas de volume associadas
com reaccedilotildees quiacutemicas precipitaccedilatildeo e transformaccedilatildeo de fase Tratamento quiacutemicos
18
superficiais e revestimento de materiais levam a um gradiente de tensatildeo residual de elevada
magnitude nas camadas superficiais [27] Como exemplo cita-se a nitretaccedilatildeo que tende a gerar
tensotildees compressivas na regiatildeo de difusatildeo por causa da expansatildeo estrutural e precipitaccedilatildeo de
nitretos [30]
O escoamento plaacutestico natildeo homogecircneo tambeacutem resulta em campos de tensatildeo residual
neste caso de origem mecacircnica Essas tensotildees podem se desenvolver de forma natural durante
o processo de fabricaccedilatildeo ou tratamento teacutermico dos materiais podendo ser tambeacutem
introduzidas de forma deliberada para o desenvolvimento de um perfil especiacutefico de tensatildeo
[27] Seja qual for o processo de usinagem de materiais metaacutelicos iraacute causar tensotildees residuais
que podem alcanccedilar valores proacuteximos ao limite de escoamento do material e influenciar na
vida em serviccedilo de componentes mecacircnicos Portanto definir o processo adequado para cada
aplicaccedilatildeo requer a previsatildeo de quatildeo elevada seraacute a tensatildeo residual gerada em funccedilatildeo dos
paracircmetros envolvidos no do processo utilizado [31]
Pesquisadores concordam que as tensotildees residuais de um componente satildeo um
conjunto das trecircs fontes de tensatildeo residual Muito dificilmente um componente soacute teraacute sido
submetido agrave processos que soacute resultem de uma soacute fonte de tensatildeo residual Especificamente
na usinagem os paracircmetros de corte utilizados na usinagem como velocidade de corte
velocidade de avanccedilo profundidade de corte aleacutem do estado da ferramenta e tipo de
lubrificaccedilatildeo empregadas podem levar a uma variaccedilatildeo significativa da taxa de produccedilatildeo e
tambeacutem nas tensotildees residuais presentes no componente usinado [32] Em geral o consenso eacute
de que na usinagem se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser compressivas
enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [14] Contudo Matsumoto et
al (1986) [26] afirmam que em funccedilatildeo da dureza do material a usinagem pode promover
tensotildees residuais de compressatildeo ou de traccedilatildeo Por exemplo para os accedilos de baixa dureza a
tensatildeo residual eacute trativa e para os accedilos com elevada dureza a tensatildeo residual eacute compressiva
232 ndash Tensotildees Residuais em torneamento
O estudo sobre tensotildees residuais em usinagem em particular no torneamento
aumentou nos uacuteltimos anos A necessidade de ganhar produtividade leva os setores de
usinagem a empregar paracircmetros de corte cada vez mais severos o que tende a mudar
19
significativamente o estado das tensotildees residuais principalmente as superficiais nos
componentes usinados
Capello et al (2004) [32] fizeram um estudo comparando a influecircncia dos paracircmetros
de corte no torneamento de diferentes materiais nas tensotildees residuais obtidas Nesse trabalho
foi utilizada uma velocidade de corte fixa e quatro paracircmetros distintos profundidade de
corte avanccedilo raio da ponta da ferramenta e acircngulo de entrada para 3 accedilos diferentes Um accedilo
com propriedades mecacircnicas elevadas (39NiCrMo3) o segundo com propriedades
intermediaacuterias (C45 steel) e o terceiro com propriedades baixas (Fe370) Pelos resultados
obtidos foi verificado que os paracircmetros que se expressavam mais nas tensotildees residuais
foram o avanccedilo colocado na maacutequina e o raio da ferramenta Com a elevaccedilatildeo do valor do
avanccedilo e com o aumento do raio da ferramenta as tensotildees geradas resultantes se
pronunciavam com caraacuteter trativo
Garcia et al (2012) [33] realizaram um estudo sobre o efeito dos paracircmetros de corte
na geraccedilatildeo das tensotildees residuais superficiais no torneamento de um accedilo AISI 4340 Como
principais conclusotildees esse trabalho mostrou que com o aumento da velocidade de corte as
tensotildees residuais tendiam a serem menos trativas Contudo as tensotildees residuais tendem a ser
mais trativas com o aumento do avanccedilo possivelmente em virtude do aumento da temperatura
de corte e a rugosidade superficial tambeacutem se elevava Logo a integridade superficial
piorava com o aumento do avanccedilo de corte A Figura 10 mostra as curvas obtidas nas direccedilotildees
de avanccedilo (longitudinal) e direccedilatildeo de corte (circunferencial) onde eacute possiacutevel observar o
comportamento trativo das tensotildees residuais Esses dados indicando que os fatores (teacutermico
deformaccedilatildeo plaacutestica e de transformaccedilatildeo fase) responsaacuteveis pela geraccedilatildeo das tensotildees
superficiais mudam de acordo com o campo da velocidade de corte empregado Neste caso
para velocidades menores o fator mais expressivo eacute a temperatura que gera tensotildees teacutermicas
de traccedilatildeo e para velocidades mais elevadas as tensotildees geradas pela transformaccedilatildeo de fase
eou de deformaccedilatildeo plaacutestica eram as que adquiriam maior importacircncia
20
Figura 10 Tensotildees residuais medidas na direccedilatildeo de longitudinal (a) e na direccedilatildeo
circunferencial (b) [33]
21
233 ndash Tensometria por difraccedilatildeo de Raios-X
Existem diversas teacutecnicas experimentais de se obter os valores de tensatildeo residual
Bordinassi et al (2006) [34] citam que atualmente os dois meacutetodos mais utilizados satildeo o do
furo cego e a tensometria por difraccedilatildeo de raios-X sendo este uacuteltimo o mais utilizado dentre os
dois Martins et al (2004) [35] afirmam tambeacutem que o meacutetodo por difraccedilatildeo de raios-X
apresenta os melhores resultados quando comparado com o meacutetodo micromagneacutetico e
meacutetodo do furo Todas essas teacutecnicas podem ser classificadas de acordo com o niacutevel de dano
introduzido no material em [36]
bull Destrutivas processos que para obtenccedilatildeo das informaccedilotildees de deformaccedilatildeo
necessaacuterias para a anaacutelise das tensotildees residuais comprometem ou
impossibilitam o uso da amostra analisada
bull Natildeo destrutivos natildeo precisam da remoccedilatildeo material e natildeo provocam qualquer
tipo de dano durante a mediccedilatildeo de tensotildees residuais
bull Parcialmente destrutivas alguns autores como Hilson et al (2009) [36]
defendem que existe uma terceira categoria que eacute caracterizada pelo dano na
peccedila poreacutem com possibilidade de utilizaccedilatildeo da amostra como ilustra a Figura
11
Figura 11 Classificaccedilatildeo dos processos de mediccedilatildeo de tensotildees residuais [37]
22
Aleacutem dos danos causados no material outros fatores devem ser levados em
consideraccedilatildeo ao escolher a teacutecnica adequada Satildeo eles [27]
bull Fatores relativos a praticidade custo e disponibilidade do equipamento
portabilidade velocidade de mediccedilatildeo existecircncia de procedimento padronizado e
niacutevel de habilidade requerida do operador
bull Fatores relativo ao material classe do material que pode ser analisado por uma
teacutecnica particular preparaccedilatildeo preacutevia da superfiacutecie e necessidade de propriedades
especiacuteficas
bull Fatores relativos a mediccedilatildeo resoluccedilatildeo penetraccedilatildeo tipo de tensatildeo detectada
gradiente de tensatildeo incerteza e aacuterea ou volume de anaacutelise
A maioria das teacutecnicas existentes satildeo capazes de medir tensotildees residuais do tipo I
Poreacutem somente algumas como difraccedilatildeo de raios-X possuem a resoluccedilatildeo necessaacuteria para
medir tensotildees residuais de tipo II E mesmo com bons niacuteveis de resoluccedilatildeo as incertezas das
mediccedilotildees podem ser elevadas chegando a 30 do valor medido [27] Um resumo desses
fatores estaacute descrito na Tabela 4
Tabela 4 Teacutecnicas e caracteriacutesticas para determinaccedilatildeo da tensatildeo residual [27 Modificado] [27]
Teacutecnica Velocidade Penetraccedilatildeo Aacuterea de anaacutelise
Resoluccedilatildeo Tipo de Tensatildeo
Furos Cego
Raacutepida Meacutedia
Igual ao tamanho do furo
1-2 mm diacircmetro
50 -100 microm I
Difraccedilatildeo de Raio-X
Raacutepida Meacutedia
Ateacute 1 mm 01 ndash 1 mmsup2 20 microm I e II
Ultrassom Raacutepida gt100 mm 1-400 mmsup2 1 mm I
Magneacutetica Raacutepida 20 a 300 microm gt2 mmsup2 5 mm I
A teacutecnica utilizada nos procedimentos experimentais deste trabalho foi a de difraccedilatildeo
de Raios X Atraveacutes desta teacutecnica a deformaccedilatildeo causada na superfiacutecie eacute obtida pela razatildeo da
variaccedilatildeo da distacircncia interplanar pela distacircncia livre de deformaccedilatildeo Como pode ser
observado na Figura 12 o paracircmetro chamado de distacircncia interplanar eacute representado pela
letra ldquodrdquo Esta distacircncia eacute entatildeo convertida em tensatildeo segundo equaccedilotildees derivadas da teoria
da elasticidade [38] ou seja a variaccedilatildeo da distacircncia entre planos cristalinos induzida pela
presenccedila de tensotildees eacute medida com base na lei de Bragg e as tensotildees satildeo calculadas
23
assumindo-se que a distorccedilatildeo ocorre no regime elaacutestico Desta forma somente a parte elaacutestica
do campo de deformaccedilotildees eacute medida uma vez que a deformaccedilatildeo plaacutestica natildeo afeta os
paracircmetros cristalinos Como dito anteriormente esta eacute uma teacutecnica natildeo destrutiva e como a
maioria das teacutecnicas natildeo destrutivas eacute limitada agraves camadas superficiais na ordem de 10 microm
[35]
Figura 12 Difraccedilatildeo de raios-X em cristais simples carregados e descarregados [39]
Bragg descreve a difraccedilatildeo de raios X no estado inicial natildeo deformado como uma
reflexatildeo segundo alguns planos cristalinos Estes planos possuem uma distacircncia ldquodrdquo chamada
de distacircncia interplanar Um feixe paralelo de raios-X de comprimento de onda λ que incide
na superfiacutecie deste material com um acircngulo de incidecircncia θ iraacute sofrer uma difraccedilatildeo sob o
mesmo acircngulo θ desde que a equaccedilatildeo de Bragg seja satisfeita (equaccedilatildeo 31)
119899 = 2119889 ∙ 119904119890119899120579 (31)
24
Entatildeo ao utilizar um feixe de raios-X monocromaacuteticos (λ = constante) o valor do
acircngulo θ referente a uma intensidade maacutexima de difraccedilatildeo depende somente da distacircncia
interplanar ldquodrdquo
A derivada da expressatildeo de Bragg indica que
∆119889
119889+
119888119900119904120579
119904119890119899120579∙ ∆120579 = 0 (32)
120576 = minus∆120579 ∙ cot 119892120579 (33)
∆120579 = 120579119888119900119898 119905119890119899119904atilde119900 minus 120579119904119890119898 119905119890119899119904atilde119900 (34)
Medindo ∆120579 pode-se calcular a deformaccedilatildeo e consequentemente a respectiva tensatildeo
residual Vaacuterios meacutetodos satildeo propostos para determinaccedilatildeo das deformaccedilotildees segundo a
difraccedilatildeo de raiosndashX [39] [40] Poreacutem no escopo deste trabalho seraacute tratado somente o meacutetodo
do sensup2 Segundo Bordinassi et al (2006) [34] este meacutetodo tem sua maior aplicabilidade
quando se busca maior exatidatildeo nas medidas cujas amostras possuem um certo grau de
textura Este meacutetodo nada mais eacute que a adequaccedilatildeo da Equaccedilatildeo 33 utilizando coordenadas
polares (Figura 13) ao estado real de tensotildees que resulta em
120576(120593) = cot 119892120579 ∙ (120579120593 minus 120579119900) (35)
Figura 13 Sistema de coordenadas polares [41 Modificado] [41]
Sabendo que
25
120576120593 = (1205901 ∙ 1198881199001199042120593 + 1205902 ∙ 1199041198901198992120593)1199041198901198992 minus 120583(1205901 + 1205902 + 1205903)
119864 (36)
Mantendo o acircngulo 120593 fixo e determinando a diferenccedila entre as deformaccedilotildees em duas
direccedilotildees distintas atraveacutes do acircngulo obtemos
120576(1205932) minus 120576(1205931) = cot 119892120579119900 ∙ (1205791205932minus 1205791205931
) (37)
Reescrevendo o primeiro termo da equaccedilatildeo 36 em funccedilatildeo da diferenccedila de deformaccedilatildeo
entre duas direccedilotildees diferentes temos
120576(1205932) minus 120576(1205931) =(1 + 120583) ∙ 120590120593 ∙ (11990411989011989922 minus 11990411989011989921)
119864 (38)
Substituindo o primeiro membro da Equaccedilatildeo 38 pelo segundo membro da equaccedilatildeo 37
obteacutem-se a equaccedilatildeo utilizada na mediccedilatildeo de tensotildees residuais
120590120593 =119864
(1 + 120583)∙ cot 119892120579119900 ∙
(1205791205932minus 1205791205931
)
(11990411989011989922 minus 11990411989011989921) (38)
O graacutefico da Figura 14 eacute obtido pela plotagem das variaccedilotildees dos acircngulos de difraccedilatildeo
2θ com as variaccedilotildees dos acircngulos de incidecircncia dos raios-X Podemos observar a partir da
equaccedilatildeo 38 que a tensatildeo residual eacute diretamente proporcional agrave derivada de 2θ em funccedilatildeo de
sensup2ψ
Figura 14 Estado de tensatildeo do material em funccedilatildeo do declive da curva 2θ x sensup2ψ [41]
26
Capiacutetulo 3
Materiais e Meacutetodos
A realizaccedilatildeo do procedimento experimental teve algumas fases dentre as quais pode-
se citar a preparaccedilatildeo das amostras torneamento em alta velocidade mediccedilatildeo das tensotildees
residuais superficiais por difraccedilatildeo de raios-x e anaacutelise dos resultados Os itens subsequentes
descrevem em detalhes todos os meacutetodos equipamentos e procedimentos utilizados neste
trabalho
31 ndash Material
O material utilizado na confecccedilatildeo das amostras foi o accedilo SAE 4140 cuja a dureza
medida foi de aproximadamente 15 HRc Este accedilo foi adquirido em barras de duas polegadas
de diacircmetro por 120 mm de comprimento e em cada barra foi confeccionado 4 amostras
conforme a Figura 15
Figura 15 Representaccedilatildeo esquemaacutetica das amostras
27
32 ndash Preparaccedilatildeo das amostras
A amostra foi usinada no torno mecacircnico convencional do Laboratoacuterio de Pesquisa em
Usinagem (LABUS) do Centro Federal de Ensino Tecnoloacutegico Celso Suckow da Fonseca
(CEFET ndash RJ Maracanatilde) conforme a Figura 16 Na operaccedilatildeo foi utilizado fluido de corte
para tentar amenizar a influecircncia desta usinagem no resultado final
Figura 16 Torno utilizado na preparaccedilatildeo da amostra
A partir dos resultados obtidos das tensotildees residuais apoacutes a usinagem no torno
convencional constatou-se que as medidas foram muito aleatoacuterias devido ao desgaste da
ferramenta utilizada e entatildeo optou-se por realizar um tratamento teacutermico de aliacutevio de tensotildees
(TTAT) para evitar que os resultados da usinagem principal fossem influenciados pela
operaccedilatildeo anterior As amostras foram aquecidas agrave uma taxa de aproximadamente 175 ordmC
min Apoacutes atingida e estabilizada a temperatura de 600degC a amostra permaneceu nesta
condiccedilatildeo por 2 horas sendo posteriormente resfriada no forno Os valores das tensotildees foram
medidos novamente apoacutes o tratamento
28
33 ndash Torneamento em Alta Velocidade
O torno utilizado nas operaccedilotildees em alta velocidade foi o centro de torneamento Romi
modelo Centur 30D conforme apresenta a Figura 17 capaz de operar em uma faixa em
velocidades entre 4 a 4000 rpm e com potecircncia de 10 CV
Figura 17 CNC Romi Centur 30D
De acordo com as caracteriacutesticas do torno foram escolhidos os paracircmetros mostrados
na Tabela 5 que podem se enquadrar no regime de torneamento em alta velocidade A
profundidade de corte (ap) tambeacutem foi modificada entre as condiccedilotildees [33] Entatildeo o
torneamento das amostras foi fundamentado em um experimento fatorial de quatro
combinaccedilotildees sendo duas repeticcedilotildees para cada combinaccedilatildeo Foi usado um avanccedilo (a)
constante para todas as condiccedilotildees de 02 mmrot A programaccedilatildeo utilizada pode ser
encontrada no Anexo A
Tabela 5 Tabela das Condiccedilotildees
Condiccedilatildeo A B Vc [mmin] ap [mm]
1 -1 -1 500 01
2 -1 1 500 02
3 1 -1 600 01
4 1 1 600 02
29
Onde
Fatores A Velocidade de Corte (Niacuteveis 119881minus1 = 500 119898119898119894119899 e 119881+1 = 600 119898119898119894119899)
B Profundidade de Corte (Niacuteveis 119865minus1 = 01 119898119898 ou 119865+1 = 02 119898119898)
Tratamentos
119881minus1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 02 mm
119881minus1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 02 mm
Unidade
Experimental Mega Pascal
As ferramentas utilizadas foram os insertos VBMT 160408-PM4325 da Sandvik com
geometria mostrada na Figura 18 Para cada condiccedilatildeo foi utilizado um soacute gume de corte para
garantir a uniformidade da aresta de corte e evitar que o desgaste da ferramenta influenciasse
nos resultados finais A Tabela 6 fornece as principais caracteriacutesticas do inserto
Figura 18 Insertos utilizados no torneamento
Tabela 6 Propriedades do inserto
Tamanho Efetivo da aresta de corte (LE) 15806 mm
Diacircmetro ciacuterculo inscrito (IC) 9525 mm
Raio da ponta (RE) 0794 mm
Espessura (S) 4763 mm
30
34 ndash Mediccedilatildeo das tensotildees residuais
As mediccedilotildees de tensotildees residuais foram realizadas no Laboratoacuterio de Anaacutelise de
Tensotildees (LAT) do Departamento de Engenharia Mecacircnica da Universidade Federal
Fluminense (UFF) A teacutecnica adotada foi a de tensometria por difraccedilatildeo de raios-X utilizando-
se o equipamento de anaacutelise de tensotildees da Stressrad (Figura 19)
Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra
As amostras foram medidas em duas direccedilotildees longitudinal (L) e circunferencial copy
conforme detalha a Figura 20 Os seguintes paracircmetros foram adotados
Radiaccedilatildeo Crκα (λ=22809Å) difratando o plano cristalograacutefico (211) da ferrita
Acircngulo de difraccedilatildeo de ferrita (2θ) 1562ordm
Acircngulos Ψ 0ordm 21ordm 30ordm 38ordm 45ordm
Tempo de exposiccedilatildeo ao Raio-X 45s para cada acircngulo Ψ
FONTE DE ALTA TENSAtildeO
AMOSTRA SOFTWARE
TUBO DE Crκα
GONIOcircMETRO
31
Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial
A rugosidade superficial das amostras foi medida com o rugosiacutemetro da Taylor
Hobson Precision Surtronic 25 (Figura 21) As mediccedilotildees foram feitas em pontos distintos da
amostra no sentido longitudinal procurando obter o resultado que melhor representasse a
rugosidade real das amostras Foram realizadas 7 medidas em cada amostra
O paracircmetro adotado foi a rugosidade meacutedia (Ra) na qual o comprimento de mediccedilatildeo
foi de L= 400 e o de amostragem igual a La = 08mm O raio da ponta do apalpador eacute de
5microm conferindo ao equipamento uma resoluccedilatildeo de 001microm com precisatildeo de 2 do valor
medido
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson
32
Capiacutetulo 4
Resultados e discussotildees
As anaacutelises inicias foram com base nos valores de tensatildeo residuais (TR) sendo as
medidas realizadas apoacutes a preparaccedilatildeo das amostras mas devido a heterogeneidade
apresentada pelas mesmas foi realizado um TTAT Apoacutes o tratamento teacutermico obteve-se uma
meacutedia de -144 MPa nas tensotildees residuais longitudinais (L) e de -142 MPa na direccedilatildeo
circunferencial (C) com erro de aproximadamente 15 MPa Apoacutes a usinagem principal as
tensotildees residuais foram medidas novamente e a Tabela 7 apresenta os valores obtidos em
todas as amostras
Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem
Condiccedilatildeo Amostra Tensatildeo Residual [MPa]
Longitudinal (L) Circunferencial (C)
1 2D -183 plusmn 20 435 plusmn 31
2C 67 plusmn 1 550 plusmn 16
2 2B -162 plusmn 33 498 plusmn 0
2A 179 plusmn 25 508 plusmn 101
3 1D -260 plusmn 75 291 plusmn 41
1C -90 plusmn 0 405 plusmn 33
4 1B 97 plusmn 23 369 plusmn 1
1A 125 plusmn 6 262 plusmn 8
A Figura 22 mostra os valores das tensotildees residual nas direccedilotildees circunferencial e longitudinal
respectivamente Com base nos graacuteficos nota-se que o comportamento das TR
circunferenciais eacute homogecircneo e coerente com a literatura [33] onde com valores maiores de
velocidade de corte tem-se uma diminuiccedilatildeo na magnitude das tensotildees trativas Entretanto na
longitudinal haacute muita heterogeneidade nos valores o que torna difiacutecil a anaacutelise dos resultados
nesta direccedilatildeo
33
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Longitudinal
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
1 2 3 4Condiccedilotildees
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Condiccedilotildees
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial
A Tabela 8 apresenta a meacutedia das tensotildees para cada condiccedilatildeo tanto na direccedilatildeo
longitudinal quanto na transversal a fim de analisar a influecircncia de cada paracircmetro nas
tensotildees residuais gerados no torneamento Conforme valores apresentados as tensotildees
superficiais circunferenciais encontram-se no estado de traccedilatildeo enquanto as tensotildees na direccedilatildeo
longitudinal apresentam um misto de compressatildeo e traccedilatildeo
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual
Condiccedilatildeo Tensotildees residuais (MPa)
C L
1 4925 plusmn 5 -58 plusmn 3
2 503 plusmn 7 85 plusmn 5
3 348 plusmn 6 -175 plusmn 6
4 3155 plusmn 2 111 plusmn 4
34
Avaliando o graacutefico da Figura 23 eacute possiacutevel observar uma clara reduccedilatildeo nos valores
das tensotildees quando passamos do regime de velocidade de 500mmin (condiccedilotildees 1 e 2) para o
de 600mmin (condiccedilotildees 3 e 4) Isto sugere que a tendecircncia da tensatildeo residual eacute reduzir seu
valor com o aumento da velocidade de corte conforme previsto na literatura [33] para
condiccedilotildees de transiccedilatildeo baixa-alta velocidade de corte Este comportamento sugere que a
condiccedilatildeo um e dois encontram-se no limiar do regime de altas velocidades
Com relaccedilatildeo ao efeito da profundidade nota-se que o comportamento das tensotildees
residuais eacute resultado da combinaccedilatildeo entre profundidade e velocidade Quando se tem
velocidades de corte maior o aumento da profundidade tende a diminuir os valores das
tensotildees ou seja aumenta o efeito da deformaccedilatildeo plaacutestica sobre o gradiente teacutermico o que natildeo
eacute evidente para velocidades menores
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Profundidade
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial
Na direccedilatildeo longitudinal (Figura 24) percebe-se uma amplificaccedilatildeo do efeito da
profundidade de corte na tensatildeo residual com o aumento da velocidade de corte Para as
amostras que foram submetidas agrave maior velocidade de corte ocorreu um aumento expressivo
da diferenccedila dos valores de tensotildees residuais encontrados em funccedilatildeo de uma mesma
profundidade de corte utilizada Contudo considerando o desvio padratildeo entre as medidas natildeo
35
se pode concluir qual a tendecircncia das TR na direccedilatildeo longitudinal com essa quantidade de
amostras pois haacute muita heterogeneidade nas medidas
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
LongitudinalT
ensatilde
o R
esid
ual (
MP
a)
Profundidade
Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal
Com relaccedilatildeo agrave rugosidade a literatura [10] descreve que com o aumento da velocidade
de corte ocorre uma diminuiccedilatildeo dos valores meacutedios de rugosidade enquanto que o aumento
da profundidade de corte acarreta em valores maiores de rugosidade apesar deste uacuteltimo natildeo
impactar tanto nos resultados Analisando os valores de rugosidade apresentados na Figura 25
em conjunto com a Figura 26 nota-se que os menores valores meacutedios de rugosidade foram
obtidos para os maiores valores de velocidade de corte (condiccedilotildees 3 e 4) Contudo tambeacutem
fica claro que existe uma inconsistecircncia dos valores apresentados na condiccedilatildeo dois O valor
esperado para esta condiccedilatildeo era seguir a tendecircncia das condiccedilotildees trecircs e quatro ou seja o valor
meacutedio de rugosidade da condiccedilatildeo dois deveria ser da mesma magnitude do valor da condiccedilatildeo
um poreacutem superior assim como o da condiccedilatildeo quatro eacute maior do que o da condiccedilatildeo trecircs
36
01 0223
24
25
26
27
28
29
30Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Profundidade
Vc = 500 [mmin] Vc = 600 [mmin]
Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade
1 2 3 423
24
25
26
27
28
29
30 Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Condiccedilatildeo
Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial
Analisando a Figura 27 eacute perceptiacutevel que o aumento da profundidade de corte
ocasionou resultados com tensotildees longitudinais de natureza trativa Isso pode ser relacionado
37
com um possiacutevel fator teacutermico imposto pela maior profundidade de corte sendo mais
evidente com maiores valores de velocidade de corte Entretanto quando se compara tensotildees
residuais com rugosidade novamente natildeo haacute como chegar a conclusotildees
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
1 2 3 4
Longitudinal
Condiccedilotildees
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
24
26
28
30
Rug
osid
ade
(μm
)
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
iii
Ficha catalograacutefica elaborada pela Biblioteca Central do CEFETRJ
B238 Barbosa Matheus Patrick Soares Anaacutelise das tensotildees residuais geradas no torneamento em altas
velocidades de um accedilo SAE 4140 Matheus Patrick Soares Barbosa Reissel Reis de Souzamdash2016
ix 42f + anexo il (algumas color) grafs tabs enc Projeto Final (Graduaccedilatildeo) Centro Federal de Educaccedilatildeo
Tecnoloacutegica Celso Suckow da Fonseca 2016 Bibliografia f 40-42 Orientadora Tatiane de Campos Chuvas 1 Engenharia mecacircnica 2 Tensotildees residuais 3 Torneamento
4 Raio X ndash Difraccedilatildeo 5 Accedilo I Souza Reissel Reis de II Chuvas Tatiane de Campos (Orient) III Tiacutetulo
CDD 621
iv
AGRADECIMENTOS
Agrave professora Tatiane de Campos Chuvas a quem somos eternamente gratos pela
ajuda paciecircncia e atenccedilatildeo que nos foi dada Sem seu auxiacutelio este projeto natildeo poderia ser
concluiacutedo
Aos nossos pais Joseacute Rocha Barbosa e Faacutetima Tereza de Paula Soares Barbosa pais
de Matheus Patrick Soares Barbosa e Marcos Aureacutelio Ferreira de Souza e Eloisa Helena Reis
de Souza pais de Reissel Reis de Souza pelo amor paciecircncia e dedicaccedilatildeo agrave nossa formaccedilatildeo
profissional que resultaram neste trabalho
Aos professores Joseacute Paulo Vogel e Geraldo Lima pela permissatildeo e auxiacutelio na
realizaccedilatildeo da parte experimental deste trabalho
Ao monitor Rodrigo Gonccedilalves de Souza Maciel pela preparaccedilatildeo das amostras
utilizadas para elaboraccedilatildeo deste trabalho
E agrave professora Maria Cindra Fonseca por ter disponibilizado o Laboratoacuterio de Anaacutelise
de Tensotildees ndash LAT do Departamento de Engenharia Mecacircnica da UFF para a realizaccedilatildeo das
mediccedilotildees das tensotildees
Ao CEFET-RJ Maracanatilde por ser uma casa acolhedora durante nosso percurso pelo
curso teacutecnico e graduaccedilatildeo
v
RESUMO
A presenccedila de tensotildees residuais (TR) geradas em todos os processos de fabricaccedilatildeo constitui
um dos grandes problemas encontrados na induacutestria metal-mecacircnica pois tensotildees residuais
trativas tecircm efeito deleteacuterio nos materiais diminuindo a vida em fadiga e a resistecircncia agrave
corrosatildeo sob tensatildeo dos mesmos Por outro lado tensotildees superficiais de natureza compressiva
oferecem benefiacutecios principalmente por ser uma barreira para a propagaccedilatildeo de trincas Deste
modo o estudo destas tensotildees eacute de caraacuteter fundamental para garantir a integridade estrutural
de componentes e estruturas metaacutelicas A busca por processos de fabricaccedilatildeo que reduzam o
tempo necessaacuterio para a produccedilatildeo mecacircnica eacute um dos fatores que justificam o avanccedilo
tecnoloacutegico obtido nos processos de usinagem principalmente com relaccedilatildeo a velocidade de
corte aplicada Neste trabalho foi conduzido um estudo experimental sobre a influecircncia dos
paracircmetros de usinagem no niacutevel de tensotildees residuais presentes no accedilo SAE 4140 Para isto
foram avaliadas as tensotildees residuais atraveacutes do meacutetodo de difraccedilatildeo de raios-x em amostras
que foram submetidas agrave diferentes velocidades de cortes (entre 500 e 600 m min) e
diferentes profundidades de cortes (01 e 02 mm) Observou-se que as tensotildees residuais
circunferenciais foram todas trativas o que poderia ser prejudicial em serviccedilo Contudo para
maiores valores de velocidade de corte foram obtidas menores magnitudes de tensotildees
residuais Medidas de rugosidade complementaram esse estudo
Palavras-chaves torneamento alta velocidade de corte tensotildees residuais difraccedilatildeo de raios-X
Accedilo SAE 4140
vi
ABSTRACT
The presence of residual stresses generated in all manufacturing processes is one of the major
problems encountered in the metal-mechanical industry because residual tensile stresses have
a deleterious effect on the materials reducing fatigue life and resistance to stress corrosion of
the same On the other hand surface tensions of compressive nature offer benefits mainly as
a barrier for the propagation of cracks In this way the study of these tensions is of
fundamental character to guarantee the structural integrity of metallic components and
structures The search for manufacturing processes that reduce the time required for
mechanical production is one of the factors that justify the technological advance obtained in
the machining processes especially in relation to the applied cutting speed In this work an
experimental study was conducted on the influence of machining parameters on the level of
residual stresses in SAE 4140 steel For this the residual stresses were evaluated by the X-ray
diffraction method in samples that were submitted to different cutting speeds (between 500
and 600 m min) and different cut depths (01 and 02 mm) It was observed that the residual
circumferential stresses were all trative which could be harmful in service However for
higher values of shear rate lower magnitudes of residual stress were obtained Roughness
measurements complemented this study
Keywords turning high cutting speed residual stresses X-ray diffraction SAE 4140 steel
vii
SUMAacuteRIO Introduccedilatildeo 1
11 ndash Motivaccedilatildeo 1
12 ndash Justificativa 2
13 ndash Objetivos 2
14 ndash Metodologia e Trabalho Realizado 2
Revisatildeo Bibliograacutefica 4
21 ndash Accedilo SAE 4140 4
22 ndash Torneamento 6
221 ndash Torneamento do accedilo 4140 12
23 ndash Tensotildees Residuais 16
231 ndash Tensotildees Residuais em usinagem 17
232 ndash Tensotildees Residuais em torneamento 18
233 ndash Tensometria por difraccedilatildeo de Raios-X 21
Materiais e Meacutetodos 26
31 ndash Material 26
32 ndash Preparaccedilatildeo das amostras 27
33 ndash Torneamento em Alta Velocidade 28
34 ndash Mediccedilatildeo das tensotildees residuais 30
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial 31
Resultados e discussotildees 32
Conclusotildees 38
Sugestotildees para trabalhos futuros 39
Bibliografia 40
Anexo 43
viii
LISTA DE FIGURAS Figura 1Matriz martensiacutetica do SAE 4140 (a) Tratamento teacutermico de tecircmpera (antes do revenido) (b) Tratamento teacutermico de tecircmpera (apoacutes o revenido) [6] 5 Figura 2Curva de dureza em funccedilatildeo da temperatura de revenido do accedilo 4140 (esquerda) Tenacidade em funccedilatildeo da temperatura de revenimento para o accedilo 4140 revenido por uma hora (direita) [8] 6
Figura 3 Representaccedilatildeo esquemaacutetica de torneamento [11 Modificado] 7 Figura4Faixa de velocidade de corte para diversas operaccedilotildees de usinagem [15 Modificado] 9 Figura 5 Rugosidades Ra e Rt [21] 10 Figura 6 Zonas de esforccedilo cisalhante na ferramenta durante o torneamento [12 Modificado] 11
Figura 7 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24 Modificado] 14
Figura 8 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24 Modificado] 15 Figura 9 Desenho esquemaacutetico dos tipos de tensatildeo residual [27] 17
Figura10Tensotildees residuais medidas na direccedilatildeo de longitudinal (a) e na direccedilatildeo circunferencial (b) [33] 20 Figura 11 Classificaccedilatildeo dos processos de mediccedilatildeo de tensotildees residuais [37] 21
Figura 12 Difraccedilatildeo de raios-X em cristais simples carregados e descarregados [39] 23 Figura 13 Sistema de coordenadas polares [41 Modificado] 24
Figura 14 Estado de tensatildeo do material em funccedilatildeo do declive da curva 2θ x sensup2ψ [41] 25 Figura 15 Representaccedilatildeo esquemaacutetica das amostras 26 Figura 16 Torno utilizado na preparaccedilatildeo da amostra 27
Figura 17 CNC Romi Centur 30D 28
Figura 18 Insertos utilizados no torneamento 29 Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra 30 Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras 31
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson 31
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial 33 Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial 34 Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal 35 Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade 36 Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial 36
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal 37
ix
LISTA DE TABELAS Tabela 1 Composiccedilatildeo quiacutemica accedilo SAE 4140 (em de peso) [4 Modificado] 4 Tabela2Propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140 em temperatura ambiente [3 Modificado] 4 Tabela 3 Testes e paracircmetros de ferramentas revestidas e sem revestimento [24 Modificado] 14 Tabela 4 Teacutecnicas e caracteriacutesticas para determinaccedilatildeo da tensatildeo residual [27 Modificado] 22 Tabela 5 Tabela das Condiccedilotildees 28 Tabela 6 Propriedades do inserto 29 Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem 32
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual 33
1
Capiacutetulo 1
Introduccedilatildeo
Com a crescente demanda por inovaccedilotildees nos processos produtivos e o niacutevel atual de
desenvolvimento das ferramentas de usinagem com novos materiais geometrias e coberturas
a usinagem de accedilo estaacute assumindo um grande destaque no meio industrial Nas operaccedilotildees de
acabamento em produccedilatildeo seriada o torneamento de peccedilas em accedilo estaacute se tornando uma
alternativa ao processo de retificaccedilatildeo reduzindo consideravelmente o tempo e o custo de
fabricaccedilatildeo possibilitando em alguns casos uma reduccedilatildeo de ateacute 60 [1] Contudo os
processos de usinagem induzem na camada superficial e subsuperficial da peccedila alguma
alteraccedilatildeo estrutural gerando tensotildees residuais que dependendo do seu sinal e magnitude
podem trazer benefiacutecios ou prejuiacutezos para a vida em serviccedilo da peccedila usinada [2]
Estudos de integridade superficial vem sendo desenvolvidos e aprimorados
continuamente visando a otimizaccedilatildeo dos paracircmetros de corte aplicados em operaccedilotildees de
usinagem principalmente no torneamento em altas velocidades Como se sabe a busca por
maior produtividade e reduccedilatildeo de custos eacute constante na aacuterea metal-mecacircnica Assim natildeo
basta aumentar o tempo de vida de uma ferramenta de corte eacute preciso compreender como os
paracircmetros de corte influenciam na qualidade e propriedade da peccedila produzida
11 ndash Motivaccedilatildeo
A necessidade de aumentar a produtividade incentiva os setores de usinagem a
empregar paracircmetros de corte cada vez mais severos o que tende a mudar significativamente
a integridade superficial das peccedilas fabricadas principalmente o estado das tensotildees residuais
As tensotildees residuais geradas durante a usinagem de determinado material dependem
especialmente do material da peccedila do tipo e geometria da ferramenta e dos paracircmetros de
usinagem tais como velocidade de corte avanccedilo e profundidade de corte Assim se torna de
fundamental importacircncia tecnoloacutegica o desenvolvimento de estudos sobre como os
paracircmetros de corte influenciam nas tensotildees residuais apoacutes processos de usinagem sobretudo
quando se tratar de processos em altas velocidades
2
12 ndash Justificativa
Pesquisas em usinagem satildeo realizadas constantemente O desenvolvimento dos
chamados processos de usinagem com alta velocidade de corte (HSC ndash High Speed Cutting ou
HSM ndash High Speed Machining) vem melhorando dia a dia a produtividade do setor com a
diminuiccedilatildeo do tempo de usinagem Entretanto por ser um processo severo tanto as
ferramentas de corte quanto as peccedilas produzidas podem sofrer danos irreversiacuteveis e prejudicar
todo o processo de fabricaccedilatildeo Neste acircmbito o estudo sobre como os paracircmetros de corte
influenciam na operaccedilatildeo e na qualidade da peccedila fabricada satildeo fundamentais para o contiacutenuo
desenvolvimento tecnoloacutegico da aacuterea de usinagem
13 ndash Objetivos
O estudo de processos de fabricaccedilatildeo por usinagem e suas influecircncias nas propriedades
macroscoacutepicas satildeo fundamentais para melhorar a produccedilatildeo e eficaacutecia dos procedimentos
adotados atualmente na induacutestria A intenccedilatildeo deste trabalho eacute contribuir com informaccedilotildees
sobre a integridade superficial resultante do torneamento em alta velocidade de componentes
mecacircnicos com foco nas tensotildees residuais geradas nesses processos que em funccedilatildeo da sua
natureza e magnitude podem ser beneacuteficas ou prejudiciais para a vida em serviccedilo da peccedila
usinada
14 ndash Metodologia e Trabalho Realizado
O presente trabalho foi realizado em cinco etapas Revisatildeo bibliograacutefica Materiais e
Meacutetodos Resultados e Discussotildees Conclusatildeo e Sugestotildees para trabalhos futuros aleacutem da
lista da bibliografia utilizada para a elaboraccedilatildeo do mesmo e anexo com o programa utilizado
no torno CNC
Na revisatildeo bibliograacutefica os conceitos e definiccedilotildees relevantes ao tema satildeo apresentados
para melhor embasamento teoacuterico do trabalho Em Materiais e Meacutetodos satildeo descritas todas as
etapas de trabalho para a obtenccedilatildeo dos dados Na parte experimental do trabalho usinagem
das amostras medidas de tensotildees residuais e rugosidade superficial No capiacutetulo Resultados e
Discussotildees eacute apresentada toda a anaacutelise sobre as tensotildees residuais geradas nos processos de
torneamento e satildeo estabelecidas correlaccedilotildees com os paracircmetros de corte e com a rugosidade
3
superficial medida apoacutes a usinagem e dados da literatura Por fim satildeo apresentadas as
conclusotildees obtidas neste estudo e sugeridos pontos importantes que podem ser desenvolvidos
com base neste para trabalhos futuros
4
Capiacutetulo 2
Revisatildeo Bibliograacutefica 21 ndash Accedilo SAE 4140
O accedilo SAE 4140 tambeacutem conhecido como accedilo-cromo-molibdecircnio eacute classificado
como accedilo meacutedio carbono ligado para beneficiamento Este accedilo possui teores de carbono entre
03 e 05 em sua estrutura explicando a classificaccedilatildeo de ser considerado um accedilo de meacutedio
carbono Podem ser utilizados a temperaturas de ateacute 480degC reduzindo drasticamente sua
resistecircncia com valores de temperatura maiores Esse material eacute aplicado na fabricaccedilatildeo de
automoacuteveis aviotildees virabrequins bielas eixos engrenagens armas parafusos equipamentos
para petroacuteleo dentre outros devido as exigecircncias de elevada dureza resistecircncia e tenacidade
[3] As Tabela 1 e 2 apresentam as faixas de composiccedilatildeo quiacutemica e propriedades mecacircnicas
do SAE 4140 respectivamente
Tabela 1 Composiccedilatildeo quiacutemica accedilo SAE 4140 (em de peso) [4 Modificado][4]
SAE C Mn P S Si Cr Mo
4140 038 ndash 043 075 ndash 100 003 maacutex 004 maacutex 015 ndash 035 08 ndash 110 015 ndash 025
Tabela 2 Propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140 em temperatura ambiente [3
Modificado] [3]
Densidade (103119896119892 1198983) 77 ndash 803
Coeficiente de Poisson 027 ndash 03
Moacutedulo de Young (GPa) 655
Resistecircncia agrave tensatildeo (MPa) 4171
Alongamento () 257
Reduccedilatildeo de Aacuterea () 569
Dureza (HB) - Temperado a 815 degC 197
Resistecircncia a Impacto (J) - Temperado a 815 degC
545
Na Figura 1a podemos ver a microestrutura do material apoacutes a tempera e apoacutes a
tempera mais revenido Nota-se que a estrutura eacute predominantemente martensiacutetica apoacutes a
tecircmpera conferindo ao material grande resistecircncia e dureza poreacutem baixa tenacidade A
5
transformaccedilatildeo ocorre quando a taxa de resfriamento brusca eacute raacutepida o suficiente para prevenir
a difusatildeo do carbono pois qualquer difusatildeo que por ventura ocorra resultaraacute na formaccedilatildeo das
fases ferrita e cementita A austenita possui estrutura CFC que sofre uma transformaccedilatildeo
polimoacuterfica para martensita tetragonal de corpo centrado (TCC) sendo formada por uma
soluccedilatildeo soacutelida supersaturada de carbono no ferro [5]
Apoacutes o revenimento (Figura 1b) houve a dissoluccedilatildeo da estrutura martensiacutetica que
passou a ser uma estrutura de martensita revenida que confere ao material propriedades
equilibradas de resistecircncia tenacidade e dureza Os pontos escuros satildeo resultado de ataque
dos agentes quiacutemicos utilizados na metalografia Juntos os tratamentos teacutermicos de tecircmpera e
revenido constituem o chamado tratamento de beneficiamento [6]
Figura 1 Matriz martensiacutetica do SAE 4140 (a) Tratamento teacutermico de tecircmpera (antes do
revenido) (b) Tratamento teacutermico de tecircmpera (apoacutes o revenido) [6]
A taxa de resfriamento no processo de tecircmpera afeta de forma substancial o resultado
do tratamento sendo dependente do meio de resfriamento que entra em contato com a
amostra Diante disso se o resfriamento controla a taxa de nucleaccedilatildeo e a do crescimento em
transformaccedilotildees difusionais a temperatura de transformaccedilatildeo determinaraacute a microestrutura final do
produto transformado [6] Com relaccedilatildeo ao revenido o mesmo tem por objetivo corrigir a
excessiva dureza e fragilidade do material melhorando sua ductilidade e resistecircncia ao
choque aleacutem de corrigir aliviar as tensotildees residuais provenientes da tempera [7] Na Figura 2
pode-se ver como a dureza e tenacidade satildeo afetadas pela temperatura de revenimento para o
accedilo 4140
6
Figura 2 Curva de dureza em funccedilatildeo da temperatura de revenido do accedilo 4140 (esquerda)
Tenacidade em funccedilatildeo da temperatura de revenimento para o accedilo 4140 revenido por uma hora
(direita) [8]
22 ndash Torneamento
O ato de trabalhar uma peccedila bruta com maacutequinas-ferramenta para conferir-lhe a forma
final desejada em especiacutefico envolvendo a retirada de material se chama usinagem Dentro
deste escopo existem diferentes processos como fresamento retificaccedilatildeo furaccedilatildeo
mandrilamento brochamento roscamento torneamento entre outros [9]
As peccedilas metaacutelicas fabricadas pelos processos metaluacutergicos convencionais - como
fundiccedilatildeo forjamento e etc ndash geralmente apresentam superfiacutecies grosseiras e que em alguns
casos exigem um determinado acabamento Por outro lado os processos citados nem sempre
permitem obter certas peculiaridades como saliecircncias ou reentracircncias furos rosqueados e
furos passantes por exemplo Assim a usinagem se torna necessaacuteria principalmente onde
essas geometrias natildeo conseguem ser alcanccediladas por outros tipos de processos de fabricaccedilatildeo
Dentre os processos de usinagem o torneamento eacute o processo de fabricaccedilatildeo mecacircnica
responsaacutevel em geral pela fabricaccedilatildeo de peccedilas de revoluccedilatildeo [10]
7
O torneamento eacute a operaccedilatildeo por intermeacutedio da qual um soacutelido indefinido eacute feito girar
ao redor do eixo da maacutequina operatriz denominada torno ao mesmo tempo que a ferramenta
de corte lhe retira material perifericamente de modo a transformaacute-lo numa peccedila bem definida
tanto em relaccedilatildeo agrave forma quanto as dimensotildees Como todos os trabalhos executados com
maacutequinas-ferramenta o torneamento ocorre mediante a retirada progressiva de material
(cavaco) da peccedila trabalhada por uma ferramenta de corte que deve ter uma dureza superior agrave
do material a ser cortado e possuir um soacute gume cortante [10]
As operaccedilotildees de usinagem podem ser divididas em desbaste e acabamento No
desbaste natildeo existe preocupaccedilatildeo com a qualidade da superfiacutecie uma vez que a prioridade eacute a
retirada de grande volume de material Jaacute no acabamento a prioridade estaacute em obter uma boa
rugosidade superficial e uma boa aparecircncia da superfiacutecie ou entatildeo o que estiver especificado
em projeto [9]
No torneamento a ferramenta penetra na peccedila cujo movimento rotativo ao redor de
seu eixo permite o corte contiacutenuo e regular do material A forccedila necessaacuteria para retirar o
cavaco eacute feita sobre a peccedila enquanto a ferramenta firmemente presa ao porta-ferramenta
contrabalanccedila a reaccedilatildeo dessa forccedila Para realizar o torneamento satildeo necessaacuterios trecircs
movimentos relativos entra a peccedila e a ferramenta (Figura 3)
bull Movimento de corte eacute o movimento principal que permite cortar o material O
movimento eacute rotativo e realizado pela peccedila
bull Movimento de avanccedilo eacute o movimento que desloca a ferramenta
longitudinalmente agrave peccedila
bull Movimento de penetraccedilatildeo eacute o movimento que determina a profundidade de
corte ao deslocar a ferramenta radialmente contra a peccedila e assim regular a
profundidade de corte do passe e a espessura do cavaco
Figura 3 Representaccedilatildeo esquemaacutetica de torneamento [11 Modificado] [11]
MOVIMENTO DE
PENETRACcedilAtildeO
MOVIMENTO
DE AVANCcedilO
MOVIMENTO DE
CORTE
8
Assim como nos outros processos de usinagem o que define como a operaccedilatildeo de
torneamento a ser realizada satildeo os paracircmetros da usinagem Esses paracircmetros precisam ser
bem estudados e definidos para o torneamento produzir peccedilas em conformidade com o projeto
e ao mesmo tempo preservar ao maacuteximo a ferramenta de corte Para o torneamento pode-se
definir como principais paracircmetros de corte [12]
bull Velocidade de Corte (Vc) velocidade perifeacuterica da ponta da ferramenta na peccedila
conforme mostrado na Equaccedilatildeo 21
119881119888 =
120587 lowast 119889 lowast 119899
1000(
119898
119898119894119899)
(21)
d = diacircmetro em mm
n = rotaccedilatildeo em rpm
bull Avanccedilo (a) Deslocamento que a ferramenta faz em uma volta da peccedila O avanccedilo
eacute dado por mmrot
bull Velocidade de avanccedilo (Va) Medida do deslocamento que a ferramenta faz por
unidade de tempo conforme mostrado na Equaccedilatildeo 22
119881119886 = 119886 lowast 119899 (119898119898
119898119894119899)
(22)
bull Profundidade de corte (p) Medida linear da penetraccedilatildeo que a ferramenta faz na
peccedila em cada passe conforme mostrado na Equaccedilatildeo 23
119901 =
119863 minus 119889
2(119898119898)
(23)
D = diacircmetro inicial em mm (antes do passe)
d = diacircmetro final em mm (apoacutes o passe)
A busca por aumento de produtividade nos processos de usinagem vem de longa data
Taylor procurava melhorar o material usado para confeccionar as ferramentas de corte e seus
estudos renderam o desenvolvimento dos accedilos raacutepidos para ferramentas de corte Com a
criaccedilatildeo deste material se tornou possiacutevel elevar a velocidade da usinagem sem trazer grandes
prejuiacutezos agraves ferramentas e assim aumentar a produtividade do processo [13]
9
Com o decorrer dos anos diversas outras contribuiccedilotildees surgiram para poder fazer a
usinagem com velocidades de corte cada vez mais elevadas Essas contribuiccedilotildees foram em
diferentes aacutereas como os materiais para as ferramentas e na elaboraccedilatildeo de maacutequinas-
ferramentas que fossem capazes de suportar tamanhas velocidades e consequentemente as
solicitaccedilotildees que esse tipo de usinagem impotildee na maacutequina [13]
A usinagem em alta velocidade de corte ou HSM (High Speed Machining) ou HSC
(High Speed Cutting) eacute reconhecida como uma importante tecnologia de usinagem em
desenvolvimento e implantaccedilatildeo Esse modo de operaccedilatildeo tem como principal vantagem a
possibilidade de executar usinagem com velocidades de corte cinco a dez vezes maiores do
que as normalmente utilizadas e com avanccedilo e profundidade de corte menores do que os
adotados na usinagem convencional Embora possa ser utilizada em operaccedilotildees de desbaste a
sua aplicaccedilatildeo eacute sobretudo indicada para semi-acabamento e acabamento [14]
A definiccedilatildeo de ldquoalta velocidade de corterdquo eacute relativa pois essa definiccedilatildeo diz respeito ao
material a ser usinado da ferramenta de corte e do processo de usinagem Isto significa dizer
que dependendo da configuraccedilatildeo da operaccedilatildeo ela pode ser considerada em alta velocidade
para um material e baixa para outro por exemplo com uma ferramenta de accedilo raacutepido para
usinagem de um material de baixa resistecircncia os valores dos paracircmetros podem ser
aumentados jaacute para a usinagem de materiais de elevadas resistecircncias esses mesmos
paracircmetros satildeo reduzidos para preservar a peccedila e a ferramenta de corte [13] Por mais incerto
que ainda seja definir quais paracircmetros satildeo considerados alta velocidade Muumlller e Soto 1999
[15] estipularam faixas de velocidades de corte e sua caracterizaccedilatildeo conforme a Figura 4
Figura 4 Faixa de velocidade de corte para diversas operaccedilotildees de usinagem [15
Modificado][15]
10
A seleccedilatildeo cuidadosa dos paracircmetros de corte corretos de usinagem tem forte influecircncia
na obtenccedilatildeo de uma boa integridade superficial Este termo foi primeiramente discutido por
Field e Kahles et al (1964) [16] para eles a Integridade Superficial eacute um meio de definir os
aspectos superficiais em termos da performance de um componente em serviccedilo
Adicionalmente segundo Griffths et al (1989) [17] tambeacutem tem valor topoloacutegico mecacircnico
quiacutemico e metaluacutergico como rugosidade variaccedilotildees de dureza mudanccedilas microestruturais e
tensotildees residuais
Para os processos de usinagem a rugosidade tem grande importacircncias pois a mesma eacute
fundamental para o controle da qualidade das peccedilas produzidas A rugosidade pode ser
definhada como a topografia em escala microscoacutepica apoacutes um processo de retirada de material
como a usinagem Os fatores que contribuem com a rugosidade normalmente estatildeo mais
relacionados com os paracircmetros de processo do que com o maquinaacuterio Alguns exemplos satildeo
marcas deixadas pela ferramenta devido a fragmentos ou ao gume de corte geraccedilatildeo de
rebarba do material durante o corte forma geomeacutetrica da ferramenta quebra de cavaco entre
outros [9]
Dentre os paracircmetros utilizados na avaliaccedilatildeo da rugosidade o mais comumente
empregado eacute o da rugosidade meacutedia (Ra) [18] Tal paracircmetro eacute obtido atraveacutes da meacutedia
aritmeacutetica do perfil da superfiacutecie em relaccedilatildeo a uma linha meacutedia definida atraveacutes de um
comprimento de amostra [19] [20] Segundo Machado et al (2009) [9] outro paracircmetro
largamente utilizado eacute o da rugosidade Total (Rt) que consiste na distacircncia total entre o maior
pico e o vale mais profundo A Figura 5 mostra a representaccedilatildeo graacutefica de ambos os
paracircmetros Ra e Rt
Figura 5 Rugosidades Ra e Rt [21]
11
Segundo Griffths et al (2001) [12] o torneamento produz efeitos termomecacircnicos
que estatildeo diretamente relacionados agrave integridade superficial da peccedila usinada O efeito
mecacircnico adveacutem principalmente das tensotildees de cisalhamentos desenvolvidas no processo
sendo estas distribuiacutedas em trecircs zonas A chamada zona primaacuteria ocorre na peccedila a medida que
o material eacute removido e convertido em cavaco a secundaacuteria fica localizada na parte inferior
do cavaco a medida que este eacute forccedilado contra a ferramenta e a terciaacuteria ocorre na parte
inferior da ferramenta agrave medida que esta eacute arrastada sobre o material receacutem cortado As
tensotildees primaacuterias e terciaacuterias afetam a superfiacutecie da peccedila cortada jaacute a secundaacuteria natildeo como
mostra a Figura 6 [12]
Adicionalmente pode-se relacionar essas zonas com os raios da ponta das ferramentas
e seu desgaste na integridade superficial da peccedila Em uma ferramenta afiada a ponta da
ferramenta tem um raio de tiacutepico de 8 microm Com o uso da ferramenta e sua degradaccedilatildeo o raio
da ponta aumenta levando a uma planificaccedilatildeo da face da ferramenta em contato com a peccedila e
aumentado os valores do acircngulo de inclinaccedilatildeo Com este aumento o material que se encontra
na ponta da ferramenta eacute forccedilado para frente e comprimido contra a superfiacutecie do material
Quando o acircngulo de inclinaccedilatildeo chega a um valor criacutetico segundo Griffths et al (2001) [12]
maior que -75deg a ferramenta deixa de cortar e passa a criar protuberacircncias no material
degradando a integridade superficial do mesmo
Figura 6 Zonas de esforccedilo cisalhante na ferramenta durante o torneamento [12 Modificado]
[12]
Ainda com relaccedilatildeo ao raio da ponta da ferramenta e seu desgaste sabe-se que
ferramentas afiadas geram temperaturas comparativamente menores que uma natildeo afiada
Segundo Griffths et al (2001) [12] uma ferramenta gasta pode gerar temperaturas proacuteximas a
700degC dependendo dos paracircmetros de corte aplicados Considerando que a temperatura de
12
transformaccedilatildeo microestrutural de algumas fases presentes em peccedilas de accedilo estaacute em torno de
723degC pode-se concluir que a usinagem nessas condiccedilotildees pode resultar em transformaccedilatildeo de
fase
Todos estes fatores contribuem para a geraccedilatildeo de tensotildees residuais associadas a um
material torneado Entatildeo pode-se concluir que estas tensotildees podem apresentar diferentes
perfis dependendo de quatildeo gasta a ferramenta estaacute da presenccedila de lubrificaccedilatildeo e das
condiccedilotildees de operaccedilatildeo aleacutem de estarem diretamente relacionadas aos paracircmetros de corte
Normalmente o consenso eacute de que se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser
compressivas enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [12]
221 ndash Torneamento do accedilo 4140
Na literatura satildeo encontrados vaacuterios trabalhos que tecircm como objetivo estudar a
influecircncia dos paracircmetros de corte no desgaste das ferramentas de corte e principalmente na
integridade superficial das peccedilas produzidas Em particular os accedilos 4140 tecircm sido
amplamente estudados neste acircmbito tendo em vista sua aplicaccedilatildeo na induacutestria
Ersan Aslan et al (2007) [22] estudaram os efeitos dos paracircmetros de corte do accedilo
AISI 4140 endurecido (63 HRc) com ferramenta de ceracircmica misturada com Al2O3 + TiCN
no torneamento a seco Neste trabalho concluiu que a velocidade de corte foi o uacutenico fator
estatisticamente significante no desgaste da ferramenta e embora natildeo estatisticamente
significante a profundidade de corte teve uma influecircncia fiacutesica na variaccedilatildeo dos resultados
Apesar de inesperado observaram que velocidades elevadas diminuiacuteam o desgaste da
ferramenta e dessa forma concluiu-se que para minimizar o desgaste da ferramenta
velocidades de corte maiores 250 mmin e niacuteveis reduzidos de profundidade de corte 025
ou 050 mm devem ter preferecircncia Tambeacutem foi relatado que soacute duas interaccedilotildees velocidade
de corte e avanccedilo e avanccedilo e profundidade de corte possuiacuteram significacircncia estatiacutestica na
rugosidade superficial Na anaacutelise dos resultados chegou-se ao consenso de que uma
velocidade de corte elevada 250 mmin uma profundidade de corte miacutenima 025 mm e um
avanccedilo intermediaacuterio 010 mmrev minimizava os valores da rugosidade superficial
Sudhansu et al (2015) [23] pesquisaram a rugosidade superficial e o desgaste da
aresta de corte no torneamento severo do AISI 4140 com dureza de 52 HRc com pastilhas de
ceracircmica misturada com Al2O3 + TiCN e revestidas com PVD-TiN Na pesquisa os
paracircmetros usados foram combinaccedilotildees de velocidades de corte de 100 170 e 240 mmin
13
avanccedilos de 005 010 e 015 mmrev e profundidades de corte de 01 02 e 03 mm Apoacutes a
conclusatildeo dos experimentos conseguiram obter uma superfiacutecie com oacutetimo acabamento com o
torneamento severo tendo como conclusatildeo que a rugosidade superficial era afetada
principalmente pelo avanccedilo e que a profundidade de corte teve impacto despreziacutevel a
velocidade de corte teve um efeito negativo para a rugosidade e que quatildeo maior era a
velocidade de corte empregada (acima de 170 mmin) pior era a rugosidade superficial
Assim como Ersan et al (2007) [22] os autores reafirmaram que a velocidade de corte eacute o
fator preponderante sobre o desgaste da aresta da ferramenta de corte e os efeitos da interaccedilatildeo
avanccedilo-profundidade de corte satildeo notavelmente mais significantes em comparaccedilatildeo com o
avanccedilo somente Ressalta-se tambeacutem que embora a influecircncia da profundidade de corte natildeo
ter sido observada como significante estatisticamente o desgaste da aresta eacute uma funccedilatildeo
crescente da profundidade de corte A rugosidade do accedilo AISI 4140 foi uma funccedilatildeo do perfil
da aresta da pastilha ceracircmica revestida com TiN Quando a velocidade de corte era
aumentada o perfil da aresta da ferramenta crescia e isso causou deterioraccedilatildeo da superfiacutecie
trabalhada Apesar do crescimento do perfil da aresta ter chegado ao limite permissiacutevel de 03
mm a rugosidade Ra natildeo excedeu 16 microm
Alajmi et al (2015) [24] fizeram um monitoramento termograacutefico da aresta de corte
de ferramentas revestidas e natildeo revestidas na busca de aprender sobre os paracircmetros de corte
e suas influecircncias nas ferramentas e no aporte teacutermico nas ferramentas Nesse monitoramento
usou-se os paracircmetros de velocidade de corte de 75 e 115 mmin avanccedilo de 018 e 032
mmrev profundidade de corte de 15mm e com velocidades de cortes de 115 e 75 mmin em
diferentes accedilos sendo um deles o 4140 Com base nos ensaios realizados os autores
observaram que a velocidade de corte natildeo teve efeito significante nas temperaturas
observadas diferente do avanccedilo que com a sua reduccedilatildeo resultava em maiores valores de
temperatura Com a deformaccedilatildeo da aresta de corte uma elevaccedilatildeo da temperatura foi
observada provavelmente pela maior aacuterea de contato causada por essa deformaccedilatildeo e a
temperatura produzida pelas ferramentas eram menores quando as ferramentas possuiacuteam
revestimento Observou-se tambeacutem a importacircncia do uso de revestimento nas ferramentas e
sua influecircncia nas temperaturas obtidas conforme apresenta a Tabela 3 e as Figuras 6 e 7
14
Tabela 3 Testes e paracircmetros de ferramentas revestidas e sem revestimento [24 Modificado] [24]
Teste (nuacutemero)
Paracircmetros de corte Velocidade (V)
mmin Avanccedilo (f)
mmrev Profundidade de corte
(d) mm Diacircmetro
(mm) N
(rpm) T1 115 032 15 100 360 T2 115 018 15 100 360 T3 75 032 15 100 250 T4 75 018 15 100 250
Figura 7 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
15
Figura 8 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
Akbar et al (2008) [25] fizeram uma anaacutelise experimental da particcedilatildeo teacutermica no
torneamento a seco do accedilo AISI 4140 aplicando diferentes velocidades de corte incluindo
velocidades convencionais e altas velocidades de torneamento (100 197 314 395 565 628
785 e 880 mmin) O avanccedilo e a profundidade de corte foram mantidos constantes (01
mmrev e 25mm respectivamente) e o comprimento cortado foi limitado a 5mm para
minimizar a variaccedilatildeo que o desgaste da ferramenta poderia trazer Foram usadas duas
ferramentas uma de metal duro sem revestimento e outra com revestimento de TiN
Observou-se uma variaccedilatildeo no comportamento das forccedilas de corte com o aumento da
velocidade corte Variando a velocidade de corte de 100 ateacute 395 mmin a forccedila de corte
diminuiacutea Entretanto na faixa de 395 e 565 mmin essa forccedila cresce junto com a elevaccedilatildeo da
velocidade Em seguida a forccedila torna a diminuir na regiatildeo de altas velocidades acima de 565
mmin
Neste mesmo trabalho revelou-se que para as ferramentas revestidas com TiN as
forccedilas de corte diminuiacuteram gradativamente quando a velocidade aumentava (de 100 ateacute 880
mmin) A medidas experimentais de forccedila de corte e de avanccedilo foram maiores para as
ferramentas natildeo-revestidas em todas as velocidades estudadas Relata-se que este fenocircmeno
pode ser decorrente da reduccedilatildeo da fricccedilatildeo e da adesatildeo com a peccedila que o revestimento de TiN
proporciona A forccedila de avanccedilo tambeacutem reduziu gradualmente com o aumento da velocidade
de corte em todos os testes tanto para as ferramentas com revestimento ou sem
16
23 ndash Tensotildees Residuais
Matsumoto et al (1986) [26] definiram tensatildeo residual como a tensatildeo que permanece
no componente apoacutes a solicitaccedilatildeo termomecacircnica agrave qual foi submetido Sua presenccedila pode ser
uacutetil ou deleteacuteria dependendo da sua natureza trativa ou compressiva e magnitude alta ou
baixa A classificaccedilatildeo atual dos tipos de tensotildees residuais eacute definida quanto a sua abrangecircncia
podendo ser classificadas como Tensotildees Macroscoacutepicas tambeacutem referenciada como Tipo I
Tensotildees Microscoacutepicas chamadas de Tipo II e Tensotildees submicroscoacutepicas ou Tipo III [27]
bull Tensotildees residuais do tipo I Satildeo tensotildees a niacuteveis macroscoacutepicos em uma escala
maior que o tamanho de gratildeo do material
bull Tensotildees residuais do tipo II Satildeo tensotildees microscoacutepicas que variam dentro da
escala de um gratildeo individual Tais tensotildees satildeo esperadas natildeo somente em
materiais com muacuteltiplas microestruturas mas inclusive em materiais que
possuem uma microestrutura uacutenica devido a anisotropia e o comportamento de
cada gratildeo
bull Tensotildees residuais do tipo III Tambeacutem satildeo tensotildees microscoacutepicas poreacutem esta
existe dentro do gratildeo Por isso muitas vezes satildeo chamadas de submicroscoacutepicas
Satildeo essencialmente resultado da presenccedila de descontinuidades e outros defeitos
da estrutura cristalina do material Normalmente vem acompanhada da Tensatildeo
de Tipo II
Na Figura 9 eacute apresentado um diagrama esquemaacutetico que mostra os 3 tipos de tensatildeo
residual (120590119868 120590119868119868 119890 120590119868119868119868) [27]
17
Figura 9 Desenho esquemaacutetico dos tipos de tensatildeo residual [27]
A anaacutelise das tensotildees residuais presentes nos componentes mecacircnicos bem como a
compreensatildeo do comportamento das propriedades mecacircnicas dos materiais quando sujeitos a
campos de tensotildees originados nos processos usinagem eacute de grande importacircncia para diversas
aacutereas Estaacute bem estabelecido que a presenccedila de tensotildees residuais compressivas na superfiacutecie
do material aumenta a sobrevida em fadiga pois a compressatildeo dificulta a nucleaccedilatildeo eou a
propagaccedilatildeo de trincas [28] Em contrapartida tensotildees trativas podem se somar agraves tensotildees de
trabalho mesmo no regime elaacutestico podendo levar a ruptura prematura do componente [29]
231 ndash Tensotildees Residuais em usinagem
As tensotildees residuais satildeo desenvolvidas em qualquer processo termomecacircnico sendo
essas tensotildees classificadas de acordo com sua origem em Teacutermica Quiacutemica e Mecacircnica
Entre as trecircs origens as tensotildees de origem teacutermica em um niacutevel macroscoacutepico satildeo
decorrentes de um aquecimento e resfriamento natildeo uniforme advindas de processos como a
usinagem e tratamentos teacutermicos Adicionalmente restriccedilotildees impostas por peccedilas de grande
volume podem levar ao desenvolvimento de tensotildees elevadas magnitudes devido ao
gradiente teacutermico entre a superfiacutecie e o nuacutecleo da peccedila Um exemplo eacute o processo de tempera
de um accedilo que leva a tensotildees compressivas na superfiacutecie balanceadas com tensotildees trativas no
centro do componente [27]
Tensotildees de origem quiacutemica se desenvolvem devido a mudanccedilas de volume associadas
com reaccedilotildees quiacutemicas precipitaccedilatildeo e transformaccedilatildeo de fase Tratamento quiacutemicos
18
superficiais e revestimento de materiais levam a um gradiente de tensatildeo residual de elevada
magnitude nas camadas superficiais [27] Como exemplo cita-se a nitretaccedilatildeo que tende a gerar
tensotildees compressivas na regiatildeo de difusatildeo por causa da expansatildeo estrutural e precipitaccedilatildeo de
nitretos [30]
O escoamento plaacutestico natildeo homogecircneo tambeacutem resulta em campos de tensatildeo residual
neste caso de origem mecacircnica Essas tensotildees podem se desenvolver de forma natural durante
o processo de fabricaccedilatildeo ou tratamento teacutermico dos materiais podendo ser tambeacutem
introduzidas de forma deliberada para o desenvolvimento de um perfil especiacutefico de tensatildeo
[27] Seja qual for o processo de usinagem de materiais metaacutelicos iraacute causar tensotildees residuais
que podem alcanccedilar valores proacuteximos ao limite de escoamento do material e influenciar na
vida em serviccedilo de componentes mecacircnicos Portanto definir o processo adequado para cada
aplicaccedilatildeo requer a previsatildeo de quatildeo elevada seraacute a tensatildeo residual gerada em funccedilatildeo dos
paracircmetros envolvidos no do processo utilizado [31]
Pesquisadores concordam que as tensotildees residuais de um componente satildeo um
conjunto das trecircs fontes de tensatildeo residual Muito dificilmente um componente soacute teraacute sido
submetido agrave processos que soacute resultem de uma soacute fonte de tensatildeo residual Especificamente
na usinagem os paracircmetros de corte utilizados na usinagem como velocidade de corte
velocidade de avanccedilo profundidade de corte aleacutem do estado da ferramenta e tipo de
lubrificaccedilatildeo empregadas podem levar a uma variaccedilatildeo significativa da taxa de produccedilatildeo e
tambeacutem nas tensotildees residuais presentes no componente usinado [32] Em geral o consenso eacute
de que na usinagem se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser compressivas
enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [14] Contudo Matsumoto et
al (1986) [26] afirmam que em funccedilatildeo da dureza do material a usinagem pode promover
tensotildees residuais de compressatildeo ou de traccedilatildeo Por exemplo para os accedilos de baixa dureza a
tensatildeo residual eacute trativa e para os accedilos com elevada dureza a tensatildeo residual eacute compressiva
232 ndash Tensotildees Residuais em torneamento
O estudo sobre tensotildees residuais em usinagem em particular no torneamento
aumentou nos uacuteltimos anos A necessidade de ganhar produtividade leva os setores de
usinagem a empregar paracircmetros de corte cada vez mais severos o que tende a mudar
19
significativamente o estado das tensotildees residuais principalmente as superficiais nos
componentes usinados
Capello et al (2004) [32] fizeram um estudo comparando a influecircncia dos paracircmetros
de corte no torneamento de diferentes materiais nas tensotildees residuais obtidas Nesse trabalho
foi utilizada uma velocidade de corte fixa e quatro paracircmetros distintos profundidade de
corte avanccedilo raio da ponta da ferramenta e acircngulo de entrada para 3 accedilos diferentes Um accedilo
com propriedades mecacircnicas elevadas (39NiCrMo3) o segundo com propriedades
intermediaacuterias (C45 steel) e o terceiro com propriedades baixas (Fe370) Pelos resultados
obtidos foi verificado que os paracircmetros que se expressavam mais nas tensotildees residuais
foram o avanccedilo colocado na maacutequina e o raio da ferramenta Com a elevaccedilatildeo do valor do
avanccedilo e com o aumento do raio da ferramenta as tensotildees geradas resultantes se
pronunciavam com caraacuteter trativo
Garcia et al (2012) [33] realizaram um estudo sobre o efeito dos paracircmetros de corte
na geraccedilatildeo das tensotildees residuais superficiais no torneamento de um accedilo AISI 4340 Como
principais conclusotildees esse trabalho mostrou que com o aumento da velocidade de corte as
tensotildees residuais tendiam a serem menos trativas Contudo as tensotildees residuais tendem a ser
mais trativas com o aumento do avanccedilo possivelmente em virtude do aumento da temperatura
de corte e a rugosidade superficial tambeacutem se elevava Logo a integridade superficial
piorava com o aumento do avanccedilo de corte A Figura 10 mostra as curvas obtidas nas direccedilotildees
de avanccedilo (longitudinal) e direccedilatildeo de corte (circunferencial) onde eacute possiacutevel observar o
comportamento trativo das tensotildees residuais Esses dados indicando que os fatores (teacutermico
deformaccedilatildeo plaacutestica e de transformaccedilatildeo fase) responsaacuteveis pela geraccedilatildeo das tensotildees
superficiais mudam de acordo com o campo da velocidade de corte empregado Neste caso
para velocidades menores o fator mais expressivo eacute a temperatura que gera tensotildees teacutermicas
de traccedilatildeo e para velocidades mais elevadas as tensotildees geradas pela transformaccedilatildeo de fase
eou de deformaccedilatildeo plaacutestica eram as que adquiriam maior importacircncia
20
Figura 10 Tensotildees residuais medidas na direccedilatildeo de longitudinal (a) e na direccedilatildeo
circunferencial (b) [33]
21
233 ndash Tensometria por difraccedilatildeo de Raios-X
Existem diversas teacutecnicas experimentais de se obter os valores de tensatildeo residual
Bordinassi et al (2006) [34] citam que atualmente os dois meacutetodos mais utilizados satildeo o do
furo cego e a tensometria por difraccedilatildeo de raios-X sendo este uacuteltimo o mais utilizado dentre os
dois Martins et al (2004) [35] afirmam tambeacutem que o meacutetodo por difraccedilatildeo de raios-X
apresenta os melhores resultados quando comparado com o meacutetodo micromagneacutetico e
meacutetodo do furo Todas essas teacutecnicas podem ser classificadas de acordo com o niacutevel de dano
introduzido no material em [36]
bull Destrutivas processos que para obtenccedilatildeo das informaccedilotildees de deformaccedilatildeo
necessaacuterias para a anaacutelise das tensotildees residuais comprometem ou
impossibilitam o uso da amostra analisada
bull Natildeo destrutivos natildeo precisam da remoccedilatildeo material e natildeo provocam qualquer
tipo de dano durante a mediccedilatildeo de tensotildees residuais
bull Parcialmente destrutivas alguns autores como Hilson et al (2009) [36]
defendem que existe uma terceira categoria que eacute caracterizada pelo dano na
peccedila poreacutem com possibilidade de utilizaccedilatildeo da amostra como ilustra a Figura
11
Figura 11 Classificaccedilatildeo dos processos de mediccedilatildeo de tensotildees residuais [37]
22
Aleacutem dos danos causados no material outros fatores devem ser levados em
consideraccedilatildeo ao escolher a teacutecnica adequada Satildeo eles [27]
bull Fatores relativos a praticidade custo e disponibilidade do equipamento
portabilidade velocidade de mediccedilatildeo existecircncia de procedimento padronizado e
niacutevel de habilidade requerida do operador
bull Fatores relativo ao material classe do material que pode ser analisado por uma
teacutecnica particular preparaccedilatildeo preacutevia da superfiacutecie e necessidade de propriedades
especiacuteficas
bull Fatores relativos a mediccedilatildeo resoluccedilatildeo penetraccedilatildeo tipo de tensatildeo detectada
gradiente de tensatildeo incerteza e aacuterea ou volume de anaacutelise
A maioria das teacutecnicas existentes satildeo capazes de medir tensotildees residuais do tipo I
Poreacutem somente algumas como difraccedilatildeo de raios-X possuem a resoluccedilatildeo necessaacuteria para
medir tensotildees residuais de tipo II E mesmo com bons niacuteveis de resoluccedilatildeo as incertezas das
mediccedilotildees podem ser elevadas chegando a 30 do valor medido [27] Um resumo desses
fatores estaacute descrito na Tabela 4
Tabela 4 Teacutecnicas e caracteriacutesticas para determinaccedilatildeo da tensatildeo residual [27 Modificado] [27]
Teacutecnica Velocidade Penetraccedilatildeo Aacuterea de anaacutelise
Resoluccedilatildeo Tipo de Tensatildeo
Furos Cego
Raacutepida Meacutedia
Igual ao tamanho do furo
1-2 mm diacircmetro
50 -100 microm I
Difraccedilatildeo de Raio-X
Raacutepida Meacutedia
Ateacute 1 mm 01 ndash 1 mmsup2 20 microm I e II
Ultrassom Raacutepida gt100 mm 1-400 mmsup2 1 mm I
Magneacutetica Raacutepida 20 a 300 microm gt2 mmsup2 5 mm I
A teacutecnica utilizada nos procedimentos experimentais deste trabalho foi a de difraccedilatildeo
de Raios X Atraveacutes desta teacutecnica a deformaccedilatildeo causada na superfiacutecie eacute obtida pela razatildeo da
variaccedilatildeo da distacircncia interplanar pela distacircncia livre de deformaccedilatildeo Como pode ser
observado na Figura 12 o paracircmetro chamado de distacircncia interplanar eacute representado pela
letra ldquodrdquo Esta distacircncia eacute entatildeo convertida em tensatildeo segundo equaccedilotildees derivadas da teoria
da elasticidade [38] ou seja a variaccedilatildeo da distacircncia entre planos cristalinos induzida pela
presenccedila de tensotildees eacute medida com base na lei de Bragg e as tensotildees satildeo calculadas
23
assumindo-se que a distorccedilatildeo ocorre no regime elaacutestico Desta forma somente a parte elaacutestica
do campo de deformaccedilotildees eacute medida uma vez que a deformaccedilatildeo plaacutestica natildeo afeta os
paracircmetros cristalinos Como dito anteriormente esta eacute uma teacutecnica natildeo destrutiva e como a
maioria das teacutecnicas natildeo destrutivas eacute limitada agraves camadas superficiais na ordem de 10 microm
[35]
Figura 12 Difraccedilatildeo de raios-X em cristais simples carregados e descarregados [39]
Bragg descreve a difraccedilatildeo de raios X no estado inicial natildeo deformado como uma
reflexatildeo segundo alguns planos cristalinos Estes planos possuem uma distacircncia ldquodrdquo chamada
de distacircncia interplanar Um feixe paralelo de raios-X de comprimento de onda λ que incide
na superfiacutecie deste material com um acircngulo de incidecircncia θ iraacute sofrer uma difraccedilatildeo sob o
mesmo acircngulo θ desde que a equaccedilatildeo de Bragg seja satisfeita (equaccedilatildeo 31)
119899 = 2119889 ∙ 119904119890119899120579 (31)
24
Entatildeo ao utilizar um feixe de raios-X monocromaacuteticos (λ = constante) o valor do
acircngulo θ referente a uma intensidade maacutexima de difraccedilatildeo depende somente da distacircncia
interplanar ldquodrdquo
A derivada da expressatildeo de Bragg indica que
∆119889
119889+
119888119900119904120579
119904119890119899120579∙ ∆120579 = 0 (32)
120576 = minus∆120579 ∙ cot 119892120579 (33)
∆120579 = 120579119888119900119898 119905119890119899119904atilde119900 minus 120579119904119890119898 119905119890119899119904atilde119900 (34)
Medindo ∆120579 pode-se calcular a deformaccedilatildeo e consequentemente a respectiva tensatildeo
residual Vaacuterios meacutetodos satildeo propostos para determinaccedilatildeo das deformaccedilotildees segundo a
difraccedilatildeo de raiosndashX [39] [40] Poreacutem no escopo deste trabalho seraacute tratado somente o meacutetodo
do sensup2 Segundo Bordinassi et al (2006) [34] este meacutetodo tem sua maior aplicabilidade
quando se busca maior exatidatildeo nas medidas cujas amostras possuem um certo grau de
textura Este meacutetodo nada mais eacute que a adequaccedilatildeo da Equaccedilatildeo 33 utilizando coordenadas
polares (Figura 13) ao estado real de tensotildees que resulta em
120576(120593) = cot 119892120579 ∙ (120579120593 minus 120579119900) (35)
Figura 13 Sistema de coordenadas polares [41 Modificado] [41]
Sabendo que
25
120576120593 = (1205901 ∙ 1198881199001199042120593 + 1205902 ∙ 1199041198901198992120593)1199041198901198992 minus 120583(1205901 + 1205902 + 1205903)
119864 (36)
Mantendo o acircngulo 120593 fixo e determinando a diferenccedila entre as deformaccedilotildees em duas
direccedilotildees distintas atraveacutes do acircngulo obtemos
120576(1205932) minus 120576(1205931) = cot 119892120579119900 ∙ (1205791205932minus 1205791205931
) (37)
Reescrevendo o primeiro termo da equaccedilatildeo 36 em funccedilatildeo da diferenccedila de deformaccedilatildeo
entre duas direccedilotildees diferentes temos
120576(1205932) minus 120576(1205931) =(1 + 120583) ∙ 120590120593 ∙ (11990411989011989922 minus 11990411989011989921)
119864 (38)
Substituindo o primeiro membro da Equaccedilatildeo 38 pelo segundo membro da equaccedilatildeo 37
obteacutem-se a equaccedilatildeo utilizada na mediccedilatildeo de tensotildees residuais
120590120593 =119864
(1 + 120583)∙ cot 119892120579119900 ∙
(1205791205932minus 1205791205931
)
(11990411989011989922 minus 11990411989011989921) (38)
O graacutefico da Figura 14 eacute obtido pela plotagem das variaccedilotildees dos acircngulos de difraccedilatildeo
2θ com as variaccedilotildees dos acircngulos de incidecircncia dos raios-X Podemos observar a partir da
equaccedilatildeo 38 que a tensatildeo residual eacute diretamente proporcional agrave derivada de 2θ em funccedilatildeo de
sensup2ψ
Figura 14 Estado de tensatildeo do material em funccedilatildeo do declive da curva 2θ x sensup2ψ [41]
26
Capiacutetulo 3
Materiais e Meacutetodos
A realizaccedilatildeo do procedimento experimental teve algumas fases dentre as quais pode-
se citar a preparaccedilatildeo das amostras torneamento em alta velocidade mediccedilatildeo das tensotildees
residuais superficiais por difraccedilatildeo de raios-x e anaacutelise dos resultados Os itens subsequentes
descrevem em detalhes todos os meacutetodos equipamentos e procedimentos utilizados neste
trabalho
31 ndash Material
O material utilizado na confecccedilatildeo das amostras foi o accedilo SAE 4140 cuja a dureza
medida foi de aproximadamente 15 HRc Este accedilo foi adquirido em barras de duas polegadas
de diacircmetro por 120 mm de comprimento e em cada barra foi confeccionado 4 amostras
conforme a Figura 15
Figura 15 Representaccedilatildeo esquemaacutetica das amostras
27
32 ndash Preparaccedilatildeo das amostras
A amostra foi usinada no torno mecacircnico convencional do Laboratoacuterio de Pesquisa em
Usinagem (LABUS) do Centro Federal de Ensino Tecnoloacutegico Celso Suckow da Fonseca
(CEFET ndash RJ Maracanatilde) conforme a Figura 16 Na operaccedilatildeo foi utilizado fluido de corte
para tentar amenizar a influecircncia desta usinagem no resultado final
Figura 16 Torno utilizado na preparaccedilatildeo da amostra
A partir dos resultados obtidos das tensotildees residuais apoacutes a usinagem no torno
convencional constatou-se que as medidas foram muito aleatoacuterias devido ao desgaste da
ferramenta utilizada e entatildeo optou-se por realizar um tratamento teacutermico de aliacutevio de tensotildees
(TTAT) para evitar que os resultados da usinagem principal fossem influenciados pela
operaccedilatildeo anterior As amostras foram aquecidas agrave uma taxa de aproximadamente 175 ordmC
min Apoacutes atingida e estabilizada a temperatura de 600degC a amostra permaneceu nesta
condiccedilatildeo por 2 horas sendo posteriormente resfriada no forno Os valores das tensotildees foram
medidos novamente apoacutes o tratamento
28
33 ndash Torneamento em Alta Velocidade
O torno utilizado nas operaccedilotildees em alta velocidade foi o centro de torneamento Romi
modelo Centur 30D conforme apresenta a Figura 17 capaz de operar em uma faixa em
velocidades entre 4 a 4000 rpm e com potecircncia de 10 CV
Figura 17 CNC Romi Centur 30D
De acordo com as caracteriacutesticas do torno foram escolhidos os paracircmetros mostrados
na Tabela 5 que podem se enquadrar no regime de torneamento em alta velocidade A
profundidade de corte (ap) tambeacutem foi modificada entre as condiccedilotildees [33] Entatildeo o
torneamento das amostras foi fundamentado em um experimento fatorial de quatro
combinaccedilotildees sendo duas repeticcedilotildees para cada combinaccedilatildeo Foi usado um avanccedilo (a)
constante para todas as condiccedilotildees de 02 mmrot A programaccedilatildeo utilizada pode ser
encontrada no Anexo A
Tabela 5 Tabela das Condiccedilotildees
Condiccedilatildeo A B Vc [mmin] ap [mm]
1 -1 -1 500 01
2 -1 1 500 02
3 1 -1 600 01
4 1 1 600 02
29
Onde
Fatores A Velocidade de Corte (Niacuteveis 119881minus1 = 500 119898119898119894119899 e 119881+1 = 600 119898119898119894119899)
B Profundidade de Corte (Niacuteveis 119865minus1 = 01 119898119898 ou 119865+1 = 02 119898119898)
Tratamentos
119881minus1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 02 mm
119881minus1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 02 mm
Unidade
Experimental Mega Pascal
As ferramentas utilizadas foram os insertos VBMT 160408-PM4325 da Sandvik com
geometria mostrada na Figura 18 Para cada condiccedilatildeo foi utilizado um soacute gume de corte para
garantir a uniformidade da aresta de corte e evitar que o desgaste da ferramenta influenciasse
nos resultados finais A Tabela 6 fornece as principais caracteriacutesticas do inserto
Figura 18 Insertos utilizados no torneamento
Tabela 6 Propriedades do inserto
Tamanho Efetivo da aresta de corte (LE) 15806 mm
Diacircmetro ciacuterculo inscrito (IC) 9525 mm
Raio da ponta (RE) 0794 mm
Espessura (S) 4763 mm
30
34 ndash Mediccedilatildeo das tensotildees residuais
As mediccedilotildees de tensotildees residuais foram realizadas no Laboratoacuterio de Anaacutelise de
Tensotildees (LAT) do Departamento de Engenharia Mecacircnica da Universidade Federal
Fluminense (UFF) A teacutecnica adotada foi a de tensometria por difraccedilatildeo de raios-X utilizando-
se o equipamento de anaacutelise de tensotildees da Stressrad (Figura 19)
Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra
As amostras foram medidas em duas direccedilotildees longitudinal (L) e circunferencial copy
conforme detalha a Figura 20 Os seguintes paracircmetros foram adotados
Radiaccedilatildeo Crκα (λ=22809Å) difratando o plano cristalograacutefico (211) da ferrita
Acircngulo de difraccedilatildeo de ferrita (2θ) 1562ordm
Acircngulos Ψ 0ordm 21ordm 30ordm 38ordm 45ordm
Tempo de exposiccedilatildeo ao Raio-X 45s para cada acircngulo Ψ
FONTE DE ALTA TENSAtildeO
AMOSTRA SOFTWARE
TUBO DE Crκα
GONIOcircMETRO
31
Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial
A rugosidade superficial das amostras foi medida com o rugosiacutemetro da Taylor
Hobson Precision Surtronic 25 (Figura 21) As mediccedilotildees foram feitas em pontos distintos da
amostra no sentido longitudinal procurando obter o resultado que melhor representasse a
rugosidade real das amostras Foram realizadas 7 medidas em cada amostra
O paracircmetro adotado foi a rugosidade meacutedia (Ra) na qual o comprimento de mediccedilatildeo
foi de L= 400 e o de amostragem igual a La = 08mm O raio da ponta do apalpador eacute de
5microm conferindo ao equipamento uma resoluccedilatildeo de 001microm com precisatildeo de 2 do valor
medido
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson
32
Capiacutetulo 4
Resultados e discussotildees
As anaacutelises inicias foram com base nos valores de tensatildeo residuais (TR) sendo as
medidas realizadas apoacutes a preparaccedilatildeo das amostras mas devido a heterogeneidade
apresentada pelas mesmas foi realizado um TTAT Apoacutes o tratamento teacutermico obteve-se uma
meacutedia de -144 MPa nas tensotildees residuais longitudinais (L) e de -142 MPa na direccedilatildeo
circunferencial (C) com erro de aproximadamente 15 MPa Apoacutes a usinagem principal as
tensotildees residuais foram medidas novamente e a Tabela 7 apresenta os valores obtidos em
todas as amostras
Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem
Condiccedilatildeo Amostra Tensatildeo Residual [MPa]
Longitudinal (L) Circunferencial (C)
1 2D -183 plusmn 20 435 plusmn 31
2C 67 plusmn 1 550 plusmn 16
2 2B -162 plusmn 33 498 plusmn 0
2A 179 plusmn 25 508 plusmn 101
3 1D -260 plusmn 75 291 plusmn 41
1C -90 plusmn 0 405 plusmn 33
4 1B 97 plusmn 23 369 plusmn 1
1A 125 plusmn 6 262 plusmn 8
A Figura 22 mostra os valores das tensotildees residual nas direccedilotildees circunferencial e longitudinal
respectivamente Com base nos graacuteficos nota-se que o comportamento das TR
circunferenciais eacute homogecircneo e coerente com a literatura [33] onde com valores maiores de
velocidade de corte tem-se uma diminuiccedilatildeo na magnitude das tensotildees trativas Entretanto na
longitudinal haacute muita heterogeneidade nos valores o que torna difiacutecil a anaacutelise dos resultados
nesta direccedilatildeo
33
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Longitudinal
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
1 2 3 4Condiccedilotildees
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Condiccedilotildees
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial
A Tabela 8 apresenta a meacutedia das tensotildees para cada condiccedilatildeo tanto na direccedilatildeo
longitudinal quanto na transversal a fim de analisar a influecircncia de cada paracircmetro nas
tensotildees residuais gerados no torneamento Conforme valores apresentados as tensotildees
superficiais circunferenciais encontram-se no estado de traccedilatildeo enquanto as tensotildees na direccedilatildeo
longitudinal apresentam um misto de compressatildeo e traccedilatildeo
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual
Condiccedilatildeo Tensotildees residuais (MPa)
C L
1 4925 plusmn 5 -58 plusmn 3
2 503 plusmn 7 85 plusmn 5
3 348 plusmn 6 -175 plusmn 6
4 3155 plusmn 2 111 plusmn 4
34
Avaliando o graacutefico da Figura 23 eacute possiacutevel observar uma clara reduccedilatildeo nos valores
das tensotildees quando passamos do regime de velocidade de 500mmin (condiccedilotildees 1 e 2) para o
de 600mmin (condiccedilotildees 3 e 4) Isto sugere que a tendecircncia da tensatildeo residual eacute reduzir seu
valor com o aumento da velocidade de corte conforme previsto na literatura [33] para
condiccedilotildees de transiccedilatildeo baixa-alta velocidade de corte Este comportamento sugere que a
condiccedilatildeo um e dois encontram-se no limiar do regime de altas velocidades
Com relaccedilatildeo ao efeito da profundidade nota-se que o comportamento das tensotildees
residuais eacute resultado da combinaccedilatildeo entre profundidade e velocidade Quando se tem
velocidades de corte maior o aumento da profundidade tende a diminuir os valores das
tensotildees ou seja aumenta o efeito da deformaccedilatildeo plaacutestica sobre o gradiente teacutermico o que natildeo
eacute evidente para velocidades menores
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Profundidade
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial
Na direccedilatildeo longitudinal (Figura 24) percebe-se uma amplificaccedilatildeo do efeito da
profundidade de corte na tensatildeo residual com o aumento da velocidade de corte Para as
amostras que foram submetidas agrave maior velocidade de corte ocorreu um aumento expressivo
da diferenccedila dos valores de tensotildees residuais encontrados em funccedilatildeo de uma mesma
profundidade de corte utilizada Contudo considerando o desvio padratildeo entre as medidas natildeo
35
se pode concluir qual a tendecircncia das TR na direccedilatildeo longitudinal com essa quantidade de
amostras pois haacute muita heterogeneidade nas medidas
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
LongitudinalT
ensatilde
o R
esid
ual (
MP
a)
Profundidade
Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal
Com relaccedilatildeo agrave rugosidade a literatura [10] descreve que com o aumento da velocidade
de corte ocorre uma diminuiccedilatildeo dos valores meacutedios de rugosidade enquanto que o aumento
da profundidade de corte acarreta em valores maiores de rugosidade apesar deste uacuteltimo natildeo
impactar tanto nos resultados Analisando os valores de rugosidade apresentados na Figura 25
em conjunto com a Figura 26 nota-se que os menores valores meacutedios de rugosidade foram
obtidos para os maiores valores de velocidade de corte (condiccedilotildees 3 e 4) Contudo tambeacutem
fica claro que existe uma inconsistecircncia dos valores apresentados na condiccedilatildeo dois O valor
esperado para esta condiccedilatildeo era seguir a tendecircncia das condiccedilotildees trecircs e quatro ou seja o valor
meacutedio de rugosidade da condiccedilatildeo dois deveria ser da mesma magnitude do valor da condiccedilatildeo
um poreacutem superior assim como o da condiccedilatildeo quatro eacute maior do que o da condiccedilatildeo trecircs
36
01 0223
24
25
26
27
28
29
30Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Profundidade
Vc = 500 [mmin] Vc = 600 [mmin]
Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade
1 2 3 423
24
25
26
27
28
29
30 Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Condiccedilatildeo
Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial
Analisando a Figura 27 eacute perceptiacutevel que o aumento da profundidade de corte
ocasionou resultados com tensotildees longitudinais de natureza trativa Isso pode ser relacionado
37
com um possiacutevel fator teacutermico imposto pela maior profundidade de corte sendo mais
evidente com maiores valores de velocidade de corte Entretanto quando se compara tensotildees
residuais com rugosidade novamente natildeo haacute como chegar a conclusotildees
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
1 2 3 4
Longitudinal
Condiccedilotildees
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
24
26
28
30
Rug
osid
ade
(μm
)
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
iv
AGRADECIMENTOS
Agrave professora Tatiane de Campos Chuvas a quem somos eternamente gratos pela
ajuda paciecircncia e atenccedilatildeo que nos foi dada Sem seu auxiacutelio este projeto natildeo poderia ser
concluiacutedo
Aos nossos pais Joseacute Rocha Barbosa e Faacutetima Tereza de Paula Soares Barbosa pais
de Matheus Patrick Soares Barbosa e Marcos Aureacutelio Ferreira de Souza e Eloisa Helena Reis
de Souza pais de Reissel Reis de Souza pelo amor paciecircncia e dedicaccedilatildeo agrave nossa formaccedilatildeo
profissional que resultaram neste trabalho
Aos professores Joseacute Paulo Vogel e Geraldo Lima pela permissatildeo e auxiacutelio na
realizaccedilatildeo da parte experimental deste trabalho
Ao monitor Rodrigo Gonccedilalves de Souza Maciel pela preparaccedilatildeo das amostras
utilizadas para elaboraccedilatildeo deste trabalho
E agrave professora Maria Cindra Fonseca por ter disponibilizado o Laboratoacuterio de Anaacutelise
de Tensotildees ndash LAT do Departamento de Engenharia Mecacircnica da UFF para a realizaccedilatildeo das
mediccedilotildees das tensotildees
Ao CEFET-RJ Maracanatilde por ser uma casa acolhedora durante nosso percurso pelo
curso teacutecnico e graduaccedilatildeo
v
RESUMO
A presenccedila de tensotildees residuais (TR) geradas em todos os processos de fabricaccedilatildeo constitui
um dos grandes problemas encontrados na induacutestria metal-mecacircnica pois tensotildees residuais
trativas tecircm efeito deleteacuterio nos materiais diminuindo a vida em fadiga e a resistecircncia agrave
corrosatildeo sob tensatildeo dos mesmos Por outro lado tensotildees superficiais de natureza compressiva
oferecem benefiacutecios principalmente por ser uma barreira para a propagaccedilatildeo de trincas Deste
modo o estudo destas tensotildees eacute de caraacuteter fundamental para garantir a integridade estrutural
de componentes e estruturas metaacutelicas A busca por processos de fabricaccedilatildeo que reduzam o
tempo necessaacuterio para a produccedilatildeo mecacircnica eacute um dos fatores que justificam o avanccedilo
tecnoloacutegico obtido nos processos de usinagem principalmente com relaccedilatildeo a velocidade de
corte aplicada Neste trabalho foi conduzido um estudo experimental sobre a influecircncia dos
paracircmetros de usinagem no niacutevel de tensotildees residuais presentes no accedilo SAE 4140 Para isto
foram avaliadas as tensotildees residuais atraveacutes do meacutetodo de difraccedilatildeo de raios-x em amostras
que foram submetidas agrave diferentes velocidades de cortes (entre 500 e 600 m min) e
diferentes profundidades de cortes (01 e 02 mm) Observou-se que as tensotildees residuais
circunferenciais foram todas trativas o que poderia ser prejudicial em serviccedilo Contudo para
maiores valores de velocidade de corte foram obtidas menores magnitudes de tensotildees
residuais Medidas de rugosidade complementaram esse estudo
Palavras-chaves torneamento alta velocidade de corte tensotildees residuais difraccedilatildeo de raios-X
Accedilo SAE 4140
vi
ABSTRACT
The presence of residual stresses generated in all manufacturing processes is one of the major
problems encountered in the metal-mechanical industry because residual tensile stresses have
a deleterious effect on the materials reducing fatigue life and resistance to stress corrosion of
the same On the other hand surface tensions of compressive nature offer benefits mainly as
a barrier for the propagation of cracks In this way the study of these tensions is of
fundamental character to guarantee the structural integrity of metallic components and
structures The search for manufacturing processes that reduce the time required for
mechanical production is one of the factors that justify the technological advance obtained in
the machining processes especially in relation to the applied cutting speed In this work an
experimental study was conducted on the influence of machining parameters on the level of
residual stresses in SAE 4140 steel For this the residual stresses were evaluated by the X-ray
diffraction method in samples that were submitted to different cutting speeds (between 500
and 600 m min) and different cut depths (01 and 02 mm) It was observed that the residual
circumferential stresses were all trative which could be harmful in service However for
higher values of shear rate lower magnitudes of residual stress were obtained Roughness
measurements complemented this study
Keywords turning high cutting speed residual stresses X-ray diffraction SAE 4140 steel
vii
SUMAacuteRIO Introduccedilatildeo 1
11 ndash Motivaccedilatildeo 1
12 ndash Justificativa 2
13 ndash Objetivos 2
14 ndash Metodologia e Trabalho Realizado 2
Revisatildeo Bibliograacutefica 4
21 ndash Accedilo SAE 4140 4
22 ndash Torneamento 6
221 ndash Torneamento do accedilo 4140 12
23 ndash Tensotildees Residuais 16
231 ndash Tensotildees Residuais em usinagem 17
232 ndash Tensotildees Residuais em torneamento 18
233 ndash Tensometria por difraccedilatildeo de Raios-X 21
Materiais e Meacutetodos 26
31 ndash Material 26
32 ndash Preparaccedilatildeo das amostras 27
33 ndash Torneamento em Alta Velocidade 28
34 ndash Mediccedilatildeo das tensotildees residuais 30
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial 31
Resultados e discussotildees 32
Conclusotildees 38
Sugestotildees para trabalhos futuros 39
Bibliografia 40
Anexo 43
viii
LISTA DE FIGURAS Figura 1Matriz martensiacutetica do SAE 4140 (a) Tratamento teacutermico de tecircmpera (antes do revenido) (b) Tratamento teacutermico de tecircmpera (apoacutes o revenido) [6] 5 Figura 2Curva de dureza em funccedilatildeo da temperatura de revenido do accedilo 4140 (esquerda) Tenacidade em funccedilatildeo da temperatura de revenimento para o accedilo 4140 revenido por uma hora (direita) [8] 6
Figura 3 Representaccedilatildeo esquemaacutetica de torneamento [11 Modificado] 7 Figura4Faixa de velocidade de corte para diversas operaccedilotildees de usinagem [15 Modificado] 9 Figura 5 Rugosidades Ra e Rt [21] 10 Figura 6 Zonas de esforccedilo cisalhante na ferramenta durante o torneamento [12 Modificado] 11
Figura 7 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24 Modificado] 14
Figura 8 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24 Modificado] 15 Figura 9 Desenho esquemaacutetico dos tipos de tensatildeo residual [27] 17
Figura10Tensotildees residuais medidas na direccedilatildeo de longitudinal (a) e na direccedilatildeo circunferencial (b) [33] 20 Figura 11 Classificaccedilatildeo dos processos de mediccedilatildeo de tensotildees residuais [37] 21
Figura 12 Difraccedilatildeo de raios-X em cristais simples carregados e descarregados [39] 23 Figura 13 Sistema de coordenadas polares [41 Modificado] 24
Figura 14 Estado de tensatildeo do material em funccedilatildeo do declive da curva 2θ x sensup2ψ [41] 25 Figura 15 Representaccedilatildeo esquemaacutetica das amostras 26 Figura 16 Torno utilizado na preparaccedilatildeo da amostra 27
Figura 17 CNC Romi Centur 30D 28
Figura 18 Insertos utilizados no torneamento 29 Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra 30 Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras 31
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson 31
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial 33 Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial 34 Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal 35 Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade 36 Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial 36
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal 37
ix
LISTA DE TABELAS Tabela 1 Composiccedilatildeo quiacutemica accedilo SAE 4140 (em de peso) [4 Modificado] 4 Tabela2Propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140 em temperatura ambiente [3 Modificado] 4 Tabela 3 Testes e paracircmetros de ferramentas revestidas e sem revestimento [24 Modificado] 14 Tabela 4 Teacutecnicas e caracteriacutesticas para determinaccedilatildeo da tensatildeo residual [27 Modificado] 22 Tabela 5 Tabela das Condiccedilotildees 28 Tabela 6 Propriedades do inserto 29 Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem 32
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual 33
1
Capiacutetulo 1
Introduccedilatildeo
Com a crescente demanda por inovaccedilotildees nos processos produtivos e o niacutevel atual de
desenvolvimento das ferramentas de usinagem com novos materiais geometrias e coberturas
a usinagem de accedilo estaacute assumindo um grande destaque no meio industrial Nas operaccedilotildees de
acabamento em produccedilatildeo seriada o torneamento de peccedilas em accedilo estaacute se tornando uma
alternativa ao processo de retificaccedilatildeo reduzindo consideravelmente o tempo e o custo de
fabricaccedilatildeo possibilitando em alguns casos uma reduccedilatildeo de ateacute 60 [1] Contudo os
processos de usinagem induzem na camada superficial e subsuperficial da peccedila alguma
alteraccedilatildeo estrutural gerando tensotildees residuais que dependendo do seu sinal e magnitude
podem trazer benefiacutecios ou prejuiacutezos para a vida em serviccedilo da peccedila usinada [2]
Estudos de integridade superficial vem sendo desenvolvidos e aprimorados
continuamente visando a otimizaccedilatildeo dos paracircmetros de corte aplicados em operaccedilotildees de
usinagem principalmente no torneamento em altas velocidades Como se sabe a busca por
maior produtividade e reduccedilatildeo de custos eacute constante na aacuterea metal-mecacircnica Assim natildeo
basta aumentar o tempo de vida de uma ferramenta de corte eacute preciso compreender como os
paracircmetros de corte influenciam na qualidade e propriedade da peccedila produzida
11 ndash Motivaccedilatildeo
A necessidade de aumentar a produtividade incentiva os setores de usinagem a
empregar paracircmetros de corte cada vez mais severos o que tende a mudar significativamente
a integridade superficial das peccedilas fabricadas principalmente o estado das tensotildees residuais
As tensotildees residuais geradas durante a usinagem de determinado material dependem
especialmente do material da peccedila do tipo e geometria da ferramenta e dos paracircmetros de
usinagem tais como velocidade de corte avanccedilo e profundidade de corte Assim se torna de
fundamental importacircncia tecnoloacutegica o desenvolvimento de estudos sobre como os
paracircmetros de corte influenciam nas tensotildees residuais apoacutes processos de usinagem sobretudo
quando se tratar de processos em altas velocidades
2
12 ndash Justificativa
Pesquisas em usinagem satildeo realizadas constantemente O desenvolvimento dos
chamados processos de usinagem com alta velocidade de corte (HSC ndash High Speed Cutting ou
HSM ndash High Speed Machining) vem melhorando dia a dia a produtividade do setor com a
diminuiccedilatildeo do tempo de usinagem Entretanto por ser um processo severo tanto as
ferramentas de corte quanto as peccedilas produzidas podem sofrer danos irreversiacuteveis e prejudicar
todo o processo de fabricaccedilatildeo Neste acircmbito o estudo sobre como os paracircmetros de corte
influenciam na operaccedilatildeo e na qualidade da peccedila fabricada satildeo fundamentais para o contiacutenuo
desenvolvimento tecnoloacutegico da aacuterea de usinagem
13 ndash Objetivos
O estudo de processos de fabricaccedilatildeo por usinagem e suas influecircncias nas propriedades
macroscoacutepicas satildeo fundamentais para melhorar a produccedilatildeo e eficaacutecia dos procedimentos
adotados atualmente na induacutestria A intenccedilatildeo deste trabalho eacute contribuir com informaccedilotildees
sobre a integridade superficial resultante do torneamento em alta velocidade de componentes
mecacircnicos com foco nas tensotildees residuais geradas nesses processos que em funccedilatildeo da sua
natureza e magnitude podem ser beneacuteficas ou prejudiciais para a vida em serviccedilo da peccedila
usinada
14 ndash Metodologia e Trabalho Realizado
O presente trabalho foi realizado em cinco etapas Revisatildeo bibliograacutefica Materiais e
Meacutetodos Resultados e Discussotildees Conclusatildeo e Sugestotildees para trabalhos futuros aleacutem da
lista da bibliografia utilizada para a elaboraccedilatildeo do mesmo e anexo com o programa utilizado
no torno CNC
Na revisatildeo bibliograacutefica os conceitos e definiccedilotildees relevantes ao tema satildeo apresentados
para melhor embasamento teoacuterico do trabalho Em Materiais e Meacutetodos satildeo descritas todas as
etapas de trabalho para a obtenccedilatildeo dos dados Na parte experimental do trabalho usinagem
das amostras medidas de tensotildees residuais e rugosidade superficial No capiacutetulo Resultados e
Discussotildees eacute apresentada toda a anaacutelise sobre as tensotildees residuais geradas nos processos de
torneamento e satildeo estabelecidas correlaccedilotildees com os paracircmetros de corte e com a rugosidade
3
superficial medida apoacutes a usinagem e dados da literatura Por fim satildeo apresentadas as
conclusotildees obtidas neste estudo e sugeridos pontos importantes que podem ser desenvolvidos
com base neste para trabalhos futuros
4
Capiacutetulo 2
Revisatildeo Bibliograacutefica 21 ndash Accedilo SAE 4140
O accedilo SAE 4140 tambeacutem conhecido como accedilo-cromo-molibdecircnio eacute classificado
como accedilo meacutedio carbono ligado para beneficiamento Este accedilo possui teores de carbono entre
03 e 05 em sua estrutura explicando a classificaccedilatildeo de ser considerado um accedilo de meacutedio
carbono Podem ser utilizados a temperaturas de ateacute 480degC reduzindo drasticamente sua
resistecircncia com valores de temperatura maiores Esse material eacute aplicado na fabricaccedilatildeo de
automoacuteveis aviotildees virabrequins bielas eixos engrenagens armas parafusos equipamentos
para petroacuteleo dentre outros devido as exigecircncias de elevada dureza resistecircncia e tenacidade
[3] As Tabela 1 e 2 apresentam as faixas de composiccedilatildeo quiacutemica e propriedades mecacircnicas
do SAE 4140 respectivamente
Tabela 1 Composiccedilatildeo quiacutemica accedilo SAE 4140 (em de peso) [4 Modificado][4]
SAE C Mn P S Si Cr Mo
4140 038 ndash 043 075 ndash 100 003 maacutex 004 maacutex 015 ndash 035 08 ndash 110 015 ndash 025
Tabela 2 Propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140 em temperatura ambiente [3
Modificado] [3]
Densidade (103119896119892 1198983) 77 ndash 803
Coeficiente de Poisson 027 ndash 03
Moacutedulo de Young (GPa) 655
Resistecircncia agrave tensatildeo (MPa) 4171
Alongamento () 257
Reduccedilatildeo de Aacuterea () 569
Dureza (HB) - Temperado a 815 degC 197
Resistecircncia a Impacto (J) - Temperado a 815 degC
545
Na Figura 1a podemos ver a microestrutura do material apoacutes a tempera e apoacutes a
tempera mais revenido Nota-se que a estrutura eacute predominantemente martensiacutetica apoacutes a
tecircmpera conferindo ao material grande resistecircncia e dureza poreacutem baixa tenacidade A
5
transformaccedilatildeo ocorre quando a taxa de resfriamento brusca eacute raacutepida o suficiente para prevenir
a difusatildeo do carbono pois qualquer difusatildeo que por ventura ocorra resultaraacute na formaccedilatildeo das
fases ferrita e cementita A austenita possui estrutura CFC que sofre uma transformaccedilatildeo
polimoacuterfica para martensita tetragonal de corpo centrado (TCC) sendo formada por uma
soluccedilatildeo soacutelida supersaturada de carbono no ferro [5]
Apoacutes o revenimento (Figura 1b) houve a dissoluccedilatildeo da estrutura martensiacutetica que
passou a ser uma estrutura de martensita revenida que confere ao material propriedades
equilibradas de resistecircncia tenacidade e dureza Os pontos escuros satildeo resultado de ataque
dos agentes quiacutemicos utilizados na metalografia Juntos os tratamentos teacutermicos de tecircmpera e
revenido constituem o chamado tratamento de beneficiamento [6]
Figura 1 Matriz martensiacutetica do SAE 4140 (a) Tratamento teacutermico de tecircmpera (antes do
revenido) (b) Tratamento teacutermico de tecircmpera (apoacutes o revenido) [6]
A taxa de resfriamento no processo de tecircmpera afeta de forma substancial o resultado
do tratamento sendo dependente do meio de resfriamento que entra em contato com a
amostra Diante disso se o resfriamento controla a taxa de nucleaccedilatildeo e a do crescimento em
transformaccedilotildees difusionais a temperatura de transformaccedilatildeo determinaraacute a microestrutura final do
produto transformado [6] Com relaccedilatildeo ao revenido o mesmo tem por objetivo corrigir a
excessiva dureza e fragilidade do material melhorando sua ductilidade e resistecircncia ao
choque aleacutem de corrigir aliviar as tensotildees residuais provenientes da tempera [7] Na Figura 2
pode-se ver como a dureza e tenacidade satildeo afetadas pela temperatura de revenimento para o
accedilo 4140
6
Figura 2 Curva de dureza em funccedilatildeo da temperatura de revenido do accedilo 4140 (esquerda)
Tenacidade em funccedilatildeo da temperatura de revenimento para o accedilo 4140 revenido por uma hora
(direita) [8]
22 ndash Torneamento
O ato de trabalhar uma peccedila bruta com maacutequinas-ferramenta para conferir-lhe a forma
final desejada em especiacutefico envolvendo a retirada de material se chama usinagem Dentro
deste escopo existem diferentes processos como fresamento retificaccedilatildeo furaccedilatildeo
mandrilamento brochamento roscamento torneamento entre outros [9]
As peccedilas metaacutelicas fabricadas pelos processos metaluacutergicos convencionais - como
fundiccedilatildeo forjamento e etc ndash geralmente apresentam superfiacutecies grosseiras e que em alguns
casos exigem um determinado acabamento Por outro lado os processos citados nem sempre
permitem obter certas peculiaridades como saliecircncias ou reentracircncias furos rosqueados e
furos passantes por exemplo Assim a usinagem se torna necessaacuteria principalmente onde
essas geometrias natildeo conseguem ser alcanccediladas por outros tipos de processos de fabricaccedilatildeo
Dentre os processos de usinagem o torneamento eacute o processo de fabricaccedilatildeo mecacircnica
responsaacutevel em geral pela fabricaccedilatildeo de peccedilas de revoluccedilatildeo [10]
7
O torneamento eacute a operaccedilatildeo por intermeacutedio da qual um soacutelido indefinido eacute feito girar
ao redor do eixo da maacutequina operatriz denominada torno ao mesmo tempo que a ferramenta
de corte lhe retira material perifericamente de modo a transformaacute-lo numa peccedila bem definida
tanto em relaccedilatildeo agrave forma quanto as dimensotildees Como todos os trabalhos executados com
maacutequinas-ferramenta o torneamento ocorre mediante a retirada progressiva de material
(cavaco) da peccedila trabalhada por uma ferramenta de corte que deve ter uma dureza superior agrave
do material a ser cortado e possuir um soacute gume cortante [10]
As operaccedilotildees de usinagem podem ser divididas em desbaste e acabamento No
desbaste natildeo existe preocupaccedilatildeo com a qualidade da superfiacutecie uma vez que a prioridade eacute a
retirada de grande volume de material Jaacute no acabamento a prioridade estaacute em obter uma boa
rugosidade superficial e uma boa aparecircncia da superfiacutecie ou entatildeo o que estiver especificado
em projeto [9]
No torneamento a ferramenta penetra na peccedila cujo movimento rotativo ao redor de
seu eixo permite o corte contiacutenuo e regular do material A forccedila necessaacuteria para retirar o
cavaco eacute feita sobre a peccedila enquanto a ferramenta firmemente presa ao porta-ferramenta
contrabalanccedila a reaccedilatildeo dessa forccedila Para realizar o torneamento satildeo necessaacuterios trecircs
movimentos relativos entra a peccedila e a ferramenta (Figura 3)
bull Movimento de corte eacute o movimento principal que permite cortar o material O
movimento eacute rotativo e realizado pela peccedila
bull Movimento de avanccedilo eacute o movimento que desloca a ferramenta
longitudinalmente agrave peccedila
bull Movimento de penetraccedilatildeo eacute o movimento que determina a profundidade de
corte ao deslocar a ferramenta radialmente contra a peccedila e assim regular a
profundidade de corte do passe e a espessura do cavaco
Figura 3 Representaccedilatildeo esquemaacutetica de torneamento [11 Modificado] [11]
MOVIMENTO DE
PENETRACcedilAtildeO
MOVIMENTO
DE AVANCcedilO
MOVIMENTO DE
CORTE
8
Assim como nos outros processos de usinagem o que define como a operaccedilatildeo de
torneamento a ser realizada satildeo os paracircmetros da usinagem Esses paracircmetros precisam ser
bem estudados e definidos para o torneamento produzir peccedilas em conformidade com o projeto
e ao mesmo tempo preservar ao maacuteximo a ferramenta de corte Para o torneamento pode-se
definir como principais paracircmetros de corte [12]
bull Velocidade de Corte (Vc) velocidade perifeacuterica da ponta da ferramenta na peccedila
conforme mostrado na Equaccedilatildeo 21
119881119888 =
120587 lowast 119889 lowast 119899
1000(
119898
119898119894119899)
(21)
d = diacircmetro em mm
n = rotaccedilatildeo em rpm
bull Avanccedilo (a) Deslocamento que a ferramenta faz em uma volta da peccedila O avanccedilo
eacute dado por mmrot
bull Velocidade de avanccedilo (Va) Medida do deslocamento que a ferramenta faz por
unidade de tempo conforme mostrado na Equaccedilatildeo 22
119881119886 = 119886 lowast 119899 (119898119898
119898119894119899)
(22)
bull Profundidade de corte (p) Medida linear da penetraccedilatildeo que a ferramenta faz na
peccedila em cada passe conforme mostrado na Equaccedilatildeo 23
119901 =
119863 minus 119889
2(119898119898)
(23)
D = diacircmetro inicial em mm (antes do passe)
d = diacircmetro final em mm (apoacutes o passe)
A busca por aumento de produtividade nos processos de usinagem vem de longa data
Taylor procurava melhorar o material usado para confeccionar as ferramentas de corte e seus
estudos renderam o desenvolvimento dos accedilos raacutepidos para ferramentas de corte Com a
criaccedilatildeo deste material se tornou possiacutevel elevar a velocidade da usinagem sem trazer grandes
prejuiacutezos agraves ferramentas e assim aumentar a produtividade do processo [13]
9
Com o decorrer dos anos diversas outras contribuiccedilotildees surgiram para poder fazer a
usinagem com velocidades de corte cada vez mais elevadas Essas contribuiccedilotildees foram em
diferentes aacutereas como os materiais para as ferramentas e na elaboraccedilatildeo de maacutequinas-
ferramentas que fossem capazes de suportar tamanhas velocidades e consequentemente as
solicitaccedilotildees que esse tipo de usinagem impotildee na maacutequina [13]
A usinagem em alta velocidade de corte ou HSM (High Speed Machining) ou HSC
(High Speed Cutting) eacute reconhecida como uma importante tecnologia de usinagem em
desenvolvimento e implantaccedilatildeo Esse modo de operaccedilatildeo tem como principal vantagem a
possibilidade de executar usinagem com velocidades de corte cinco a dez vezes maiores do
que as normalmente utilizadas e com avanccedilo e profundidade de corte menores do que os
adotados na usinagem convencional Embora possa ser utilizada em operaccedilotildees de desbaste a
sua aplicaccedilatildeo eacute sobretudo indicada para semi-acabamento e acabamento [14]
A definiccedilatildeo de ldquoalta velocidade de corterdquo eacute relativa pois essa definiccedilatildeo diz respeito ao
material a ser usinado da ferramenta de corte e do processo de usinagem Isto significa dizer
que dependendo da configuraccedilatildeo da operaccedilatildeo ela pode ser considerada em alta velocidade
para um material e baixa para outro por exemplo com uma ferramenta de accedilo raacutepido para
usinagem de um material de baixa resistecircncia os valores dos paracircmetros podem ser
aumentados jaacute para a usinagem de materiais de elevadas resistecircncias esses mesmos
paracircmetros satildeo reduzidos para preservar a peccedila e a ferramenta de corte [13] Por mais incerto
que ainda seja definir quais paracircmetros satildeo considerados alta velocidade Muumlller e Soto 1999
[15] estipularam faixas de velocidades de corte e sua caracterizaccedilatildeo conforme a Figura 4
Figura 4 Faixa de velocidade de corte para diversas operaccedilotildees de usinagem [15
Modificado][15]
10
A seleccedilatildeo cuidadosa dos paracircmetros de corte corretos de usinagem tem forte influecircncia
na obtenccedilatildeo de uma boa integridade superficial Este termo foi primeiramente discutido por
Field e Kahles et al (1964) [16] para eles a Integridade Superficial eacute um meio de definir os
aspectos superficiais em termos da performance de um componente em serviccedilo
Adicionalmente segundo Griffths et al (1989) [17] tambeacutem tem valor topoloacutegico mecacircnico
quiacutemico e metaluacutergico como rugosidade variaccedilotildees de dureza mudanccedilas microestruturais e
tensotildees residuais
Para os processos de usinagem a rugosidade tem grande importacircncias pois a mesma eacute
fundamental para o controle da qualidade das peccedilas produzidas A rugosidade pode ser
definhada como a topografia em escala microscoacutepica apoacutes um processo de retirada de material
como a usinagem Os fatores que contribuem com a rugosidade normalmente estatildeo mais
relacionados com os paracircmetros de processo do que com o maquinaacuterio Alguns exemplos satildeo
marcas deixadas pela ferramenta devido a fragmentos ou ao gume de corte geraccedilatildeo de
rebarba do material durante o corte forma geomeacutetrica da ferramenta quebra de cavaco entre
outros [9]
Dentre os paracircmetros utilizados na avaliaccedilatildeo da rugosidade o mais comumente
empregado eacute o da rugosidade meacutedia (Ra) [18] Tal paracircmetro eacute obtido atraveacutes da meacutedia
aritmeacutetica do perfil da superfiacutecie em relaccedilatildeo a uma linha meacutedia definida atraveacutes de um
comprimento de amostra [19] [20] Segundo Machado et al (2009) [9] outro paracircmetro
largamente utilizado eacute o da rugosidade Total (Rt) que consiste na distacircncia total entre o maior
pico e o vale mais profundo A Figura 5 mostra a representaccedilatildeo graacutefica de ambos os
paracircmetros Ra e Rt
Figura 5 Rugosidades Ra e Rt [21]
11
Segundo Griffths et al (2001) [12] o torneamento produz efeitos termomecacircnicos
que estatildeo diretamente relacionados agrave integridade superficial da peccedila usinada O efeito
mecacircnico adveacutem principalmente das tensotildees de cisalhamentos desenvolvidas no processo
sendo estas distribuiacutedas em trecircs zonas A chamada zona primaacuteria ocorre na peccedila a medida que
o material eacute removido e convertido em cavaco a secundaacuteria fica localizada na parte inferior
do cavaco a medida que este eacute forccedilado contra a ferramenta e a terciaacuteria ocorre na parte
inferior da ferramenta agrave medida que esta eacute arrastada sobre o material receacutem cortado As
tensotildees primaacuterias e terciaacuterias afetam a superfiacutecie da peccedila cortada jaacute a secundaacuteria natildeo como
mostra a Figura 6 [12]
Adicionalmente pode-se relacionar essas zonas com os raios da ponta das ferramentas
e seu desgaste na integridade superficial da peccedila Em uma ferramenta afiada a ponta da
ferramenta tem um raio de tiacutepico de 8 microm Com o uso da ferramenta e sua degradaccedilatildeo o raio
da ponta aumenta levando a uma planificaccedilatildeo da face da ferramenta em contato com a peccedila e
aumentado os valores do acircngulo de inclinaccedilatildeo Com este aumento o material que se encontra
na ponta da ferramenta eacute forccedilado para frente e comprimido contra a superfiacutecie do material
Quando o acircngulo de inclinaccedilatildeo chega a um valor criacutetico segundo Griffths et al (2001) [12]
maior que -75deg a ferramenta deixa de cortar e passa a criar protuberacircncias no material
degradando a integridade superficial do mesmo
Figura 6 Zonas de esforccedilo cisalhante na ferramenta durante o torneamento [12 Modificado]
[12]
Ainda com relaccedilatildeo ao raio da ponta da ferramenta e seu desgaste sabe-se que
ferramentas afiadas geram temperaturas comparativamente menores que uma natildeo afiada
Segundo Griffths et al (2001) [12] uma ferramenta gasta pode gerar temperaturas proacuteximas a
700degC dependendo dos paracircmetros de corte aplicados Considerando que a temperatura de
12
transformaccedilatildeo microestrutural de algumas fases presentes em peccedilas de accedilo estaacute em torno de
723degC pode-se concluir que a usinagem nessas condiccedilotildees pode resultar em transformaccedilatildeo de
fase
Todos estes fatores contribuem para a geraccedilatildeo de tensotildees residuais associadas a um
material torneado Entatildeo pode-se concluir que estas tensotildees podem apresentar diferentes
perfis dependendo de quatildeo gasta a ferramenta estaacute da presenccedila de lubrificaccedilatildeo e das
condiccedilotildees de operaccedilatildeo aleacutem de estarem diretamente relacionadas aos paracircmetros de corte
Normalmente o consenso eacute de que se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser
compressivas enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [12]
221 ndash Torneamento do accedilo 4140
Na literatura satildeo encontrados vaacuterios trabalhos que tecircm como objetivo estudar a
influecircncia dos paracircmetros de corte no desgaste das ferramentas de corte e principalmente na
integridade superficial das peccedilas produzidas Em particular os accedilos 4140 tecircm sido
amplamente estudados neste acircmbito tendo em vista sua aplicaccedilatildeo na induacutestria
Ersan Aslan et al (2007) [22] estudaram os efeitos dos paracircmetros de corte do accedilo
AISI 4140 endurecido (63 HRc) com ferramenta de ceracircmica misturada com Al2O3 + TiCN
no torneamento a seco Neste trabalho concluiu que a velocidade de corte foi o uacutenico fator
estatisticamente significante no desgaste da ferramenta e embora natildeo estatisticamente
significante a profundidade de corte teve uma influecircncia fiacutesica na variaccedilatildeo dos resultados
Apesar de inesperado observaram que velocidades elevadas diminuiacuteam o desgaste da
ferramenta e dessa forma concluiu-se que para minimizar o desgaste da ferramenta
velocidades de corte maiores 250 mmin e niacuteveis reduzidos de profundidade de corte 025
ou 050 mm devem ter preferecircncia Tambeacutem foi relatado que soacute duas interaccedilotildees velocidade
de corte e avanccedilo e avanccedilo e profundidade de corte possuiacuteram significacircncia estatiacutestica na
rugosidade superficial Na anaacutelise dos resultados chegou-se ao consenso de que uma
velocidade de corte elevada 250 mmin uma profundidade de corte miacutenima 025 mm e um
avanccedilo intermediaacuterio 010 mmrev minimizava os valores da rugosidade superficial
Sudhansu et al (2015) [23] pesquisaram a rugosidade superficial e o desgaste da
aresta de corte no torneamento severo do AISI 4140 com dureza de 52 HRc com pastilhas de
ceracircmica misturada com Al2O3 + TiCN e revestidas com PVD-TiN Na pesquisa os
paracircmetros usados foram combinaccedilotildees de velocidades de corte de 100 170 e 240 mmin
13
avanccedilos de 005 010 e 015 mmrev e profundidades de corte de 01 02 e 03 mm Apoacutes a
conclusatildeo dos experimentos conseguiram obter uma superfiacutecie com oacutetimo acabamento com o
torneamento severo tendo como conclusatildeo que a rugosidade superficial era afetada
principalmente pelo avanccedilo e que a profundidade de corte teve impacto despreziacutevel a
velocidade de corte teve um efeito negativo para a rugosidade e que quatildeo maior era a
velocidade de corte empregada (acima de 170 mmin) pior era a rugosidade superficial
Assim como Ersan et al (2007) [22] os autores reafirmaram que a velocidade de corte eacute o
fator preponderante sobre o desgaste da aresta da ferramenta de corte e os efeitos da interaccedilatildeo
avanccedilo-profundidade de corte satildeo notavelmente mais significantes em comparaccedilatildeo com o
avanccedilo somente Ressalta-se tambeacutem que embora a influecircncia da profundidade de corte natildeo
ter sido observada como significante estatisticamente o desgaste da aresta eacute uma funccedilatildeo
crescente da profundidade de corte A rugosidade do accedilo AISI 4140 foi uma funccedilatildeo do perfil
da aresta da pastilha ceracircmica revestida com TiN Quando a velocidade de corte era
aumentada o perfil da aresta da ferramenta crescia e isso causou deterioraccedilatildeo da superfiacutecie
trabalhada Apesar do crescimento do perfil da aresta ter chegado ao limite permissiacutevel de 03
mm a rugosidade Ra natildeo excedeu 16 microm
Alajmi et al (2015) [24] fizeram um monitoramento termograacutefico da aresta de corte
de ferramentas revestidas e natildeo revestidas na busca de aprender sobre os paracircmetros de corte
e suas influecircncias nas ferramentas e no aporte teacutermico nas ferramentas Nesse monitoramento
usou-se os paracircmetros de velocidade de corte de 75 e 115 mmin avanccedilo de 018 e 032
mmrev profundidade de corte de 15mm e com velocidades de cortes de 115 e 75 mmin em
diferentes accedilos sendo um deles o 4140 Com base nos ensaios realizados os autores
observaram que a velocidade de corte natildeo teve efeito significante nas temperaturas
observadas diferente do avanccedilo que com a sua reduccedilatildeo resultava em maiores valores de
temperatura Com a deformaccedilatildeo da aresta de corte uma elevaccedilatildeo da temperatura foi
observada provavelmente pela maior aacuterea de contato causada por essa deformaccedilatildeo e a
temperatura produzida pelas ferramentas eram menores quando as ferramentas possuiacuteam
revestimento Observou-se tambeacutem a importacircncia do uso de revestimento nas ferramentas e
sua influecircncia nas temperaturas obtidas conforme apresenta a Tabela 3 e as Figuras 6 e 7
14
Tabela 3 Testes e paracircmetros de ferramentas revestidas e sem revestimento [24 Modificado] [24]
Teste (nuacutemero)
Paracircmetros de corte Velocidade (V)
mmin Avanccedilo (f)
mmrev Profundidade de corte
(d) mm Diacircmetro
(mm) N
(rpm) T1 115 032 15 100 360 T2 115 018 15 100 360 T3 75 032 15 100 250 T4 75 018 15 100 250
Figura 7 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
15
Figura 8 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
Akbar et al (2008) [25] fizeram uma anaacutelise experimental da particcedilatildeo teacutermica no
torneamento a seco do accedilo AISI 4140 aplicando diferentes velocidades de corte incluindo
velocidades convencionais e altas velocidades de torneamento (100 197 314 395 565 628
785 e 880 mmin) O avanccedilo e a profundidade de corte foram mantidos constantes (01
mmrev e 25mm respectivamente) e o comprimento cortado foi limitado a 5mm para
minimizar a variaccedilatildeo que o desgaste da ferramenta poderia trazer Foram usadas duas
ferramentas uma de metal duro sem revestimento e outra com revestimento de TiN
Observou-se uma variaccedilatildeo no comportamento das forccedilas de corte com o aumento da
velocidade corte Variando a velocidade de corte de 100 ateacute 395 mmin a forccedila de corte
diminuiacutea Entretanto na faixa de 395 e 565 mmin essa forccedila cresce junto com a elevaccedilatildeo da
velocidade Em seguida a forccedila torna a diminuir na regiatildeo de altas velocidades acima de 565
mmin
Neste mesmo trabalho revelou-se que para as ferramentas revestidas com TiN as
forccedilas de corte diminuiacuteram gradativamente quando a velocidade aumentava (de 100 ateacute 880
mmin) A medidas experimentais de forccedila de corte e de avanccedilo foram maiores para as
ferramentas natildeo-revestidas em todas as velocidades estudadas Relata-se que este fenocircmeno
pode ser decorrente da reduccedilatildeo da fricccedilatildeo e da adesatildeo com a peccedila que o revestimento de TiN
proporciona A forccedila de avanccedilo tambeacutem reduziu gradualmente com o aumento da velocidade
de corte em todos os testes tanto para as ferramentas com revestimento ou sem
16
23 ndash Tensotildees Residuais
Matsumoto et al (1986) [26] definiram tensatildeo residual como a tensatildeo que permanece
no componente apoacutes a solicitaccedilatildeo termomecacircnica agrave qual foi submetido Sua presenccedila pode ser
uacutetil ou deleteacuteria dependendo da sua natureza trativa ou compressiva e magnitude alta ou
baixa A classificaccedilatildeo atual dos tipos de tensotildees residuais eacute definida quanto a sua abrangecircncia
podendo ser classificadas como Tensotildees Macroscoacutepicas tambeacutem referenciada como Tipo I
Tensotildees Microscoacutepicas chamadas de Tipo II e Tensotildees submicroscoacutepicas ou Tipo III [27]
bull Tensotildees residuais do tipo I Satildeo tensotildees a niacuteveis macroscoacutepicos em uma escala
maior que o tamanho de gratildeo do material
bull Tensotildees residuais do tipo II Satildeo tensotildees microscoacutepicas que variam dentro da
escala de um gratildeo individual Tais tensotildees satildeo esperadas natildeo somente em
materiais com muacuteltiplas microestruturas mas inclusive em materiais que
possuem uma microestrutura uacutenica devido a anisotropia e o comportamento de
cada gratildeo
bull Tensotildees residuais do tipo III Tambeacutem satildeo tensotildees microscoacutepicas poreacutem esta
existe dentro do gratildeo Por isso muitas vezes satildeo chamadas de submicroscoacutepicas
Satildeo essencialmente resultado da presenccedila de descontinuidades e outros defeitos
da estrutura cristalina do material Normalmente vem acompanhada da Tensatildeo
de Tipo II
Na Figura 9 eacute apresentado um diagrama esquemaacutetico que mostra os 3 tipos de tensatildeo
residual (120590119868 120590119868119868 119890 120590119868119868119868) [27]
17
Figura 9 Desenho esquemaacutetico dos tipos de tensatildeo residual [27]
A anaacutelise das tensotildees residuais presentes nos componentes mecacircnicos bem como a
compreensatildeo do comportamento das propriedades mecacircnicas dos materiais quando sujeitos a
campos de tensotildees originados nos processos usinagem eacute de grande importacircncia para diversas
aacutereas Estaacute bem estabelecido que a presenccedila de tensotildees residuais compressivas na superfiacutecie
do material aumenta a sobrevida em fadiga pois a compressatildeo dificulta a nucleaccedilatildeo eou a
propagaccedilatildeo de trincas [28] Em contrapartida tensotildees trativas podem se somar agraves tensotildees de
trabalho mesmo no regime elaacutestico podendo levar a ruptura prematura do componente [29]
231 ndash Tensotildees Residuais em usinagem
As tensotildees residuais satildeo desenvolvidas em qualquer processo termomecacircnico sendo
essas tensotildees classificadas de acordo com sua origem em Teacutermica Quiacutemica e Mecacircnica
Entre as trecircs origens as tensotildees de origem teacutermica em um niacutevel macroscoacutepico satildeo
decorrentes de um aquecimento e resfriamento natildeo uniforme advindas de processos como a
usinagem e tratamentos teacutermicos Adicionalmente restriccedilotildees impostas por peccedilas de grande
volume podem levar ao desenvolvimento de tensotildees elevadas magnitudes devido ao
gradiente teacutermico entre a superfiacutecie e o nuacutecleo da peccedila Um exemplo eacute o processo de tempera
de um accedilo que leva a tensotildees compressivas na superfiacutecie balanceadas com tensotildees trativas no
centro do componente [27]
Tensotildees de origem quiacutemica se desenvolvem devido a mudanccedilas de volume associadas
com reaccedilotildees quiacutemicas precipitaccedilatildeo e transformaccedilatildeo de fase Tratamento quiacutemicos
18
superficiais e revestimento de materiais levam a um gradiente de tensatildeo residual de elevada
magnitude nas camadas superficiais [27] Como exemplo cita-se a nitretaccedilatildeo que tende a gerar
tensotildees compressivas na regiatildeo de difusatildeo por causa da expansatildeo estrutural e precipitaccedilatildeo de
nitretos [30]
O escoamento plaacutestico natildeo homogecircneo tambeacutem resulta em campos de tensatildeo residual
neste caso de origem mecacircnica Essas tensotildees podem se desenvolver de forma natural durante
o processo de fabricaccedilatildeo ou tratamento teacutermico dos materiais podendo ser tambeacutem
introduzidas de forma deliberada para o desenvolvimento de um perfil especiacutefico de tensatildeo
[27] Seja qual for o processo de usinagem de materiais metaacutelicos iraacute causar tensotildees residuais
que podem alcanccedilar valores proacuteximos ao limite de escoamento do material e influenciar na
vida em serviccedilo de componentes mecacircnicos Portanto definir o processo adequado para cada
aplicaccedilatildeo requer a previsatildeo de quatildeo elevada seraacute a tensatildeo residual gerada em funccedilatildeo dos
paracircmetros envolvidos no do processo utilizado [31]
Pesquisadores concordam que as tensotildees residuais de um componente satildeo um
conjunto das trecircs fontes de tensatildeo residual Muito dificilmente um componente soacute teraacute sido
submetido agrave processos que soacute resultem de uma soacute fonte de tensatildeo residual Especificamente
na usinagem os paracircmetros de corte utilizados na usinagem como velocidade de corte
velocidade de avanccedilo profundidade de corte aleacutem do estado da ferramenta e tipo de
lubrificaccedilatildeo empregadas podem levar a uma variaccedilatildeo significativa da taxa de produccedilatildeo e
tambeacutem nas tensotildees residuais presentes no componente usinado [32] Em geral o consenso eacute
de que na usinagem se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser compressivas
enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [14] Contudo Matsumoto et
al (1986) [26] afirmam que em funccedilatildeo da dureza do material a usinagem pode promover
tensotildees residuais de compressatildeo ou de traccedilatildeo Por exemplo para os accedilos de baixa dureza a
tensatildeo residual eacute trativa e para os accedilos com elevada dureza a tensatildeo residual eacute compressiva
232 ndash Tensotildees Residuais em torneamento
O estudo sobre tensotildees residuais em usinagem em particular no torneamento
aumentou nos uacuteltimos anos A necessidade de ganhar produtividade leva os setores de
usinagem a empregar paracircmetros de corte cada vez mais severos o que tende a mudar
19
significativamente o estado das tensotildees residuais principalmente as superficiais nos
componentes usinados
Capello et al (2004) [32] fizeram um estudo comparando a influecircncia dos paracircmetros
de corte no torneamento de diferentes materiais nas tensotildees residuais obtidas Nesse trabalho
foi utilizada uma velocidade de corte fixa e quatro paracircmetros distintos profundidade de
corte avanccedilo raio da ponta da ferramenta e acircngulo de entrada para 3 accedilos diferentes Um accedilo
com propriedades mecacircnicas elevadas (39NiCrMo3) o segundo com propriedades
intermediaacuterias (C45 steel) e o terceiro com propriedades baixas (Fe370) Pelos resultados
obtidos foi verificado que os paracircmetros que se expressavam mais nas tensotildees residuais
foram o avanccedilo colocado na maacutequina e o raio da ferramenta Com a elevaccedilatildeo do valor do
avanccedilo e com o aumento do raio da ferramenta as tensotildees geradas resultantes se
pronunciavam com caraacuteter trativo
Garcia et al (2012) [33] realizaram um estudo sobre o efeito dos paracircmetros de corte
na geraccedilatildeo das tensotildees residuais superficiais no torneamento de um accedilo AISI 4340 Como
principais conclusotildees esse trabalho mostrou que com o aumento da velocidade de corte as
tensotildees residuais tendiam a serem menos trativas Contudo as tensotildees residuais tendem a ser
mais trativas com o aumento do avanccedilo possivelmente em virtude do aumento da temperatura
de corte e a rugosidade superficial tambeacutem se elevava Logo a integridade superficial
piorava com o aumento do avanccedilo de corte A Figura 10 mostra as curvas obtidas nas direccedilotildees
de avanccedilo (longitudinal) e direccedilatildeo de corte (circunferencial) onde eacute possiacutevel observar o
comportamento trativo das tensotildees residuais Esses dados indicando que os fatores (teacutermico
deformaccedilatildeo plaacutestica e de transformaccedilatildeo fase) responsaacuteveis pela geraccedilatildeo das tensotildees
superficiais mudam de acordo com o campo da velocidade de corte empregado Neste caso
para velocidades menores o fator mais expressivo eacute a temperatura que gera tensotildees teacutermicas
de traccedilatildeo e para velocidades mais elevadas as tensotildees geradas pela transformaccedilatildeo de fase
eou de deformaccedilatildeo plaacutestica eram as que adquiriam maior importacircncia
20
Figura 10 Tensotildees residuais medidas na direccedilatildeo de longitudinal (a) e na direccedilatildeo
circunferencial (b) [33]
21
233 ndash Tensometria por difraccedilatildeo de Raios-X
Existem diversas teacutecnicas experimentais de se obter os valores de tensatildeo residual
Bordinassi et al (2006) [34] citam que atualmente os dois meacutetodos mais utilizados satildeo o do
furo cego e a tensometria por difraccedilatildeo de raios-X sendo este uacuteltimo o mais utilizado dentre os
dois Martins et al (2004) [35] afirmam tambeacutem que o meacutetodo por difraccedilatildeo de raios-X
apresenta os melhores resultados quando comparado com o meacutetodo micromagneacutetico e
meacutetodo do furo Todas essas teacutecnicas podem ser classificadas de acordo com o niacutevel de dano
introduzido no material em [36]
bull Destrutivas processos que para obtenccedilatildeo das informaccedilotildees de deformaccedilatildeo
necessaacuterias para a anaacutelise das tensotildees residuais comprometem ou
impossibilitam o uso da amostra analisada
bull Natildeo destrutivos natildeo precisam da remoccedilatildeo material e natildeo provocam qualquer
tipo de dano durante a mediccedilatildeo de tensotildees residuais
bull Parcialmente destrutivas alguns autores como Hilson et al (2009) [36]
defendem que existe uma terceira categoria que eacute caracterizada pelo dano na
peccedila poreacutem com possibilidade de utilizaccedilatildeo da amostra como ilustra a Figura
11
Figura 11 Classificaccedilatildeo dos processos de mediccedilatildeo de tensotildees residuais [37]
22
Aleacutem dos danos causados no material outros fatores devem ser levados em
consideraccedilatildeo ao escolher a teacutecnica adequada Satildeo eles [27]
bull Fatores relativos a praticidade custo e disponibilidade do equipamento
portabilidade velocidade de mediccedilatildeo existecircncia de procedimento padronizado e
niacutevel de habilidade requerida do operador
bull Fatores relativo ao material classe do material que pode ser analisado por uma
teacutecnica particular preparaccedilatildeo preacutevia da superfiacutecie e necessidade de propriedades
especiacuteficas
bull Fatores relativos a mediccedilatildeo resoluccedilatildeo penetraccedilatildeo tipo de tensatildeo detectada
gradiente de tensatildeo incerteza e aacuterea ou volume de anaacutelise
A maioria das teacutecnicas existentes satildeo capazes de medir tensotildees residuais do tipo I
Poreacutem somente algumas como difraccedilatildeo de raios-X possuem a resoluccedilatildeo necessaacuteria para
medir tensotildees residuais de tipo II E mesmo com bons niacuteveis de resoluccedilatildeo as incertezas das
mediccedilotildees podem ser elevadas chegando a 30 do valor medido [27] Um resumo desses
fatores estaacute descrito na Tabela 4
Tabela 4 Teacutecnicas e caracteriacutesticas para determinaccedilatildeo da tensatildeo residual [27 Modificado] [27]
Teacutecnica Velocidade Penetraccedilatildeo Aacuterea de anaacutelise
Resoluccedilatildeo Tipo de Tensatildeo
Furos Cego
Raacutepida Meacutedia
Igual ao tamanho do furo
1-2 mm diacircmetro
50 -100 microm I
Difraccedilatildeo de Raio-X
Raacutepida Meacutedia
Ateacute 1 mm 01 ndash 1 mmsup2 20 microm I e II
Ultrassom Raacutepida gt100 mm 1-400 mmsup2 1 mm I
Magneacutetica Raacutepida 20 a 300 microm gt2 mmsup2 5 mm I
A teacutecnica utilizada nos procedimentos experimentais deste trabalho foi a de difraccedilatildeo
de Raios X Atraveacutes desta teacutecnica a deformaccedilatildeo causada na superfiacutecie eacute obtida pela razatildeo da
variaccedilatildeo da distacircncia interplanar pela distacircncia livre de deformaccedilatildeo Como pode ser
observado na Figura 12 o paracircmetro chamado de distacircncia interplanar eacute representado pela
letra ldquodrdquo Esta distacircncia eacute entatildeo convertida em tensatildeo segundo equaccedilotildees derivadas da teoria
da elasticidade [38] ou seja a variaccedilatildeo da distacircncia entre planos cristalinos induzida pela
presenccedila de tensotildees eacute medida com base na lei de Bragg e as tensotildees satildeo calculadas
23
assumindo-se que a distorccedilatildeo ocorre no regime elaacutestico Desta forma somente a parte elaacutestica
do campo de deformaccedilotildees eacute medida uma vez que a deformaccedilatildeo plaacutestica natildeo afeta os
paracircmetros cristalinos Como dito anteriormente esta eacute uma teacutecnica natildeo destrutiva e como a
maioria das teacutecnicas natildeo destrutivas eacute limitada agraves camadas superficiais na ordem de 10 microm
[35]
Figura 12 Difraccedilatildeo de raios-X em cristais simples carregados e descarregados [39]
Bragg descreve a difraccedilatildeo de raios X no estado inicial natildeo deformado como uma
reflexatildeo segundo alguns planos cristalinos Estes planos possuem uma distacircncia ldquodrdquo chamada
de distacircncia interplanar Um feixe paralelo de raios-X de comprimento de onda λ que incide
na superfiacutecie deste material com um acircngulo de incidecircncia θ iraacute sofrer uma difraccedilatildeo sob o
mesmo acircngulo θ desde que a equaccedilatildeo de Bragg seja satisfeita (equaccedilatildeo 31)
119899 = 2119889 ∙ 119904119890119899120579 (31)
24
Entatildeo ao utilizar um feixe de raios-X monocromaacuteticos (λ = constante) o valor do
acircngulo θ referente a uma intensidade maacutexima de difraccedilatildeo depende somente da distacircncia
interplanar ldquodrdquo
A derivada da expressatildeo de Bragg indica que
∆119889
119889+
119888119900119904120579
119904119890119899120579∙ ∆120579 = 0 (32)
120576 = minus∆120579 ∙ cot 119892120579 (33)
∆120579 = 120579119888119900119898 119905119890119899119904atilde119900 minus 120579119904119890119898 119905119890119899119904atilde119900 (34)
Medindo ∆120579 pode-se calcular a deformaccedilatildeo e consequentemente a respectiva tensatildeo
residual Vaacuterios meacutetodos satildeo propostos para determinaccedilatildeo das deformaccedilotildees segundo a
difraccedilatildeo de raiosndashX [39] [40] Poreacutem no escopo deste trabalho seraacute tratado somente o meacutetodo
do sensup2 Segundo Bordinassi et al (2006) [34] este meacutetodo tem sua maior aplicabilidade
quando se busca maior exatidatildeo nas medidas cujas amostras possuem um certo grau de
textura Este meacutetodo nada mais eacute que a adequaccedilatildeo da Equaccedilatildeo 33 utilizando coordenadas
polares (Figura 13) ao estado real de tensotildees que resulta em
120576(120593) = cot 119892120579 ∙ (120579120593 minus 120579119900) (35)
Figura 13 Sistema de coordenadas polares [41 Modificado] [41]
Sabendo que
25
120576120593 = (1205901 ∙ 1198881199001199042120593 + 1205902 ∙ 1199041198901198992120593)1199041198901198992 minus 120583(1205901 + 1205902 + 1205903)
119864 (36)
Mantendo o acircngulo 120593 fixo e determinando a diferenccedila entre as deformaccedilotildees em duas
direccedilotildees distintas atraveacutes do acircngulo obtemos
120576(1205932) minus 120576(1205931) = cot 119892120579119900 ∙ (1205791205932minus 1205791205931
) (37)
Reescrevendo o primeiro termo da equaccedilatildeo 36 em funccedilatildeo da diferenccedila de deformaccedilatildeo
entre duas direccedilotildees diferentes temos
120576(1205932) minus 120576(1205931) =(1 + 120583) ∙ 120590120593 ∙ (11990411989011989922 minus 11990411989011989921)
119864 (38)
Substituindo o primeiro membro da Equaccedilatildeo 38 pelo segundo membro da equaccedilatildeo 37
obteacutem-se a equaccedilatildeo utilizada na mediccedilatildeo de tensotildees residuais
120590120593 =119864
(1 + 120583)∙ cot 119892120579119900 ∙
(1205791205932minus 1205791205931
)
(11990411989011989922 minus 11990411989011989921) (38)
O graacutefico da Figura 14 eacute obtido pela plotagem das variaccedilotildees dos acircngulos de difraccedilatildeo
2θ com as variaccedilotildees dos acircngulos de incidecircncia dos raios-X Podemos observar a partir da
equaccedilatildeo 38 que a tensatildeo residual eacute diretamente proporcional agrave derivada de 2θ em funccedilatildeo de
sensup2ψ
Figura 14 Estado de tensatildeo do material em funccedilatildeo do declive da curva 2θ x sensup2ψ [41]
26
Capiacutetulo 3
Materiais e Meacutetodos
A realizaccedilatildeo do procedimento experimental teve algumas fases dentre as quais pode-
se citar a preparaccedilatildeo das amostras torneamento em alta velocidade mediccedilatildeo das tensotildees
residuais superficiais por difraccedilatildeo de raios-x e anaacutelise dos resultados Os itens subsequentes
descrevem em detalhes todos os meacutetodos equipamentos e procedimentos utilizados neste
trabalho
31 ndash Material
O material utilizado na confecccedilatildeo das amostras foi o accedilo SAE 4140 cuja a dureza
medida foi de aproximadamente 15 HRc Este accedilo foi adquirido em barras de duas polegadas
de diacircmetro por 120 mm de comprimento e em cada barra foi confeccionado 4 amostras
conforme a Figura 15
Figura 15 Representaccedilatildeo esquemaacutetica das amostras
27
32 ndash Preparaccedilatildeo das amostras
A amostra foi usinada no torno mecacircnico convencional do Laboratoacuterio de Pesquisa em
Usinagem (LABUS) do Centro Federal de Ensino Tecnoloacutegico Celso Suckow da Fonseca
(CEFET ndash RJ Maracanatilde) conforme a Figura 16 Na operaccedilatildeo foi utilizado fluido de corte
para tentar amenizar a influecircncia desta usinagem no resultado final
Figura 16 Torno utilizado na preparaccedilatildeo da amostra
A partir dos resultados obtidos das tensotildees residuais apoacutes a usinagem no torno
convencional constatou-se que as medidas foram muito aleatoacuterias devido ao desgaste da
ferramenta utilizada e entatildeo optou-se por realizar um tratamento teacutermico de aliacutevio de tensotildees
(TTAT) para evitar que os resultados da usinagem principal fossem influenciados pela
operaccedilatildeo anterior As amostras foram aquecidas agrave uma taxa de aproximadamente 175 ordmC
min Apoacutes atingida e estabilizada a temperatura de 600degC a amostra permaneceu nesta
condiccedilatildeo por 2 horas sendo posteriormente resfriada no forno Os valores das tensotildees foram
medidos novamente apoacutes o tratamento
28
33 ndash Torneamento em Alta Velocidade
O torno utilizado nas operaccedilotildees em alta velocidade foi o centro de torneamento Romi
modelo Centur 30D conforme apresenta a Figura 17 capaz de operar em uma faixa em
velocidades entre 4 a 4000 rpm e com potecircncia de 10 CV
Figura 17 CNC Romi Centur 30D
De acordo com as caracteriacutesticas do torno foram escolhidos os paracircmetros mostrados
na Tabela 5 que podem se enquadrar no regime de torneamento em alta velocidade A
profundidade de corte (ap) tambeacutem foi modificada entre as condiccedilotildees [33] Entatildeo o
torneamento das amostras foi fundamentado em um experimento fatorial de quatro
combinaccedilotildees sendo duas repeticcedilotildees para cada combinaccedilatildeo Foi usado um avanccedilo (a)
constante para todas as condiccedilotildees de 02 mmrot A programaccedilatildeo utilizada pode ser
encontrada no Anexo A
Tabela 5 Tabela das Condiccedilotildees
Condiccedilatildeo A B Vc [mmin] ap [mm]
1 -1 -1 500 01
2 -1 1 500 02
3 1 -1 600 01
4 1 1 600 02
29
Onde
Fatores A Velocidade de Corte (Niacuteveis 119881minus1 = 500 119898119898119894119899 e 119881+1 = 600 119898119898119894119899)
B Profundidade de Corte (Niacuteveis 119865minus1 = 01 119898119898 ou 119865+1 = 02 119898119898)
Tratamentos
119881minus1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 02 mm
119881minus1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 02 mm
Unidade
Experimental Mega Pascal
As ferramentas utilizadas foram os insertos VBMT 160408-PM4325 da Sandvik com
geometria mostrada na Figura 18 Para cada condiccedilatildeo foi utilizado um soacute gume de corte para
garantir a uniformidade da aresta de corte e evitar que o desgaste da ferramenta influenciasse
nos resultados finais A Tabela 6 fornece as principais caracteriacutesticas do inserto
Figura 18 Insertos utilizados no torneamento
Tabela 6 Propriedades do inserto
Tamanho Efetivo da aresta de corte (LE) 15806 mm
Diacircmetro ciacuterculo inscrito (IC) 9525 mm
Raio da ponta (RE) 0794 mm
Espessura (S) 4763 mm
30
34 ndash Mediccedilatildeo das tensotildees residuais
As mediccedilotildees de tensotildees residuais foram realizadas no Laboratoacuterio de Anaacutelise de
Tensotildees (LAT) do Departamento de Engenharia Mecacircnica da Universidade Federal
Fluminense (UFF) A teacutecnica adotada foi a de tensometria por difraccedilatildeo de raios-X utilizando-
se o equipamento de anaacutelise de tensotildees da Stressrad (Figura 19)
Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra
As amostras foram medidas em duas direccedilotildees longitudinal (L) e circunferencial copy
conforme detalha a Figura 20 Os seguintes paracircmetros foram adotados
Radiaccedilatildeo Crκα (λ=22809Å) difratando o plano cristalograacutefico (211) da ferrita
Acircngulo de difraccedilatildeo de ferrita (2θ) 1562ordm
Acircngulos Ψ 0ordm 21ordm 30ordm 38ordm 45ordm
Tempo de exposiccedilatildeo ao Raio-X 45s para cada acircngulo Ψ
FONTE DE ALTA TENSAtildeO
AMOSTRA SOFTWARE
TUBO DE Crκα
GONIOcircMETRO
31
Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial
A rugosidade superficial das amostras foi medida com o rugosiacutemetro da Taylor
Hobson Precision Surtronic 25 (Figura 21) As mediccedilotildees foram feitas em pontos distintos da
amostra no sentido longitudinal procurando obter o resultado que melhor representasse a
rugosidade real das amostras Foram realizadas 7 medidas em cada amostra
O paracircmetro adotado foi a rugosidade meacutedia (Ra) na qual o comprimento de mediccedilatildeo
foi de L= 400 e o de amostragem igual a La = 08mm O raio da ponta do apalpador eacute de
5microm conferindo ao equipamento uma resoluccedilatildeo de 001microm com precisatildeo de 2 do valor
medido
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson
32
Capiacutetulo 4
Resultados e discussotildees
As anaacutelises inicias foram com base nos valores de tensatildeo residuais (TR) sendo as
medidas realizadas apoacutes a preparaccedilatildeo das amostras mas devido a heterogeneidade
apresentada pelas mesmas foi realizado um TTAT Apoacutes o tratamento teacutermico obteve-se uma
meacutedia de -144 MPa nas tensotildees residuais longitudinais (L) e de -142 MPa na direccedilatildeo
circunferencial (C) com erro de aproximadamente 15 MPa Apoacutes a usinagem principal as
tensotildees residuais foram medidas novamente e a Tabela 7 apresenta os valores obtidos em
todas as amostras
Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem
Condiccedilatildeo Amostra Tensatildeo Residual [MPa]
Longitudinal (L) Circunferencial (C)
1 2D -183 plusmn 20 435 plusmn 31
2C 67 plusmn 1 550 plusmn 16
2 2B -162 plusmn 33 498 plusmn 0
2A 179 plusmn 25 508 plusmn 101
3 1D -260 plusmn 75 291 plusmn 41
1C -90 plusmn 0 405 plusmn 33
4 1B 97 plusmn 23 369 plusmn 1
1A 125 plusmn 6 262 plusmn 8
A Figura 22 mostra os valores das tensotildees residual nas direccedilotildees circunferencial e longitudinal
respectivamente Com base nos graacuteficos nota-se que o comportamento das TR
circunferenciais eacute homogecircneo e coerente com a literatura [33] onde com valores maiores de
velocidade de corte tem-se uma diminuiccedilatildeo na magnitude das tensotildees trativas Entretanto na
longitudinal haacute muita heterogeneidade nos valores o que torna difiacutecil a anaacutelise dos resultados
nesta direccedilatildeo
33
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Longitudinal
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
1 2 3 4Condiccedilotildees
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Condiccedilotildees
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial
A Tabela 8 apresenta a meacutedia das tensotildees para cada condiccedilatildeo tanto na direccedilatildeo
longitudinal quanto na transversal a fim de analisar a influecircncia de cada paracircmetro nas
tensotildees residuais gerados no torneamento Conforme valores apresentados as tensotildees
superficiais circunferenciais encontram-se no estado de traccedilatildeo enquanto as tensotildees na direccedilatildeo
longitudinal apresentam um misto de compressatildeo e traccedilatildeo
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual
Condiccedilatildeo Tensotildees residuais (MPa)
C L
1 4925 plusmn 5 -58 plusmn 3
2 503 plusmn 7 85 plusmn 5
3 348 plusmn 6 -175 plusmn 6
4 3155 plusmn 2 111 plusmn 4
34
Avaliando o graacutefico da Figura 23 eacute possiacutevel observar uma clara reduccedilatildeo nos valores
das tensotildees quando passamos do regime de velocidade de 500mmin (condiccedilotildees 1 e 2) para o
de 600mmin (condiccedilotildees 3 e 4) Isto sugere que a tendecircncia da tensatildeo residual eacute reduzir seu
valor com o aumento da velocidade de corte conforme previsto na literatura [33] para
condiccedilotildees de transiccedilatildeo baixa-alta velocidade de corte Este comportamento sugere que a
condiccedilatildeo um e dois encontram-se no limiar do regime de altas velocidades
Com relaccedilatildeo ao efeito da profundidade nota-se que o comportamento das tensotildees
residuais eacute resultado da combinaccedilatildeo entre profundidade e velocidade Quando se tem
velocidades de corte maior o aumento da profundidade tende a diminuir os valores das
tensotildees ou seja aumenta o efeito da deformaccedilatildeo plaacutestica sobre o gradiente teacutermico o que natildeo
eacute evidente para velocidades menores
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Profundidade
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial
Na direccedilatildeo longitudinal (Figura 24) percebe-se uma amplificaccedilatildeo do efeito da
profundidade de corte na tensatildeo residual com o aumento da velocidade de corte Para as
amostras que foram submetidas agrave maior velocidade de corte ocorreu um aumento expressivo
da diferenccedila dos valores de tensotildees residuais encontrados em funccedilatildeo de uma mesma
profundidade de corte utilizada Contudo considerando o desvio padratildeo entre as medidas natildeo
35
se pode concluir qual a tendecircncia das TR na direccedilatildeo longitudinal com essa quantidade de
amostras pois haacute muita heterogeneidade nas medidas
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
LongitudinalT
ensatilde
o R
esid
ual (
MP
a)
Profundidade
Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal
Com relaccedilatildeo agrave rugosidade a literatura [10] descreve que com o aumento da velocidade
de corte ocorre uma diminuiccedilatildeo dos valores meacutedios de rugosidade enquanto que o aumento
da profundidade de corte acarreta em valores maiores de rugosidade apesar deste uacuteltimo natildeo
impactar tanto nos resultados Analisando os valores de rugosidade apresentados na Figura 25
em conjunto com a Figura 26 nota-se que os menores valores meacutedios de rugosidade foram
obtidos para os maiores valores de velocidade de corte (condiccedilotildees 3 e 4) Contudo tambeacutem
fica claro que existe uma inconsistecircncia dos valores apresentados na condiccedilatildeo dois O valor
esperado para esta condiccedilatildeo era seguir a tendecircncia das condiccedilotildees trecircs e quatro ou seja o valor
meacutedio de rugosidade da condiccedilatildeo dois deveria ser da mesma magnitude do valor da condiccedilatildeo
um poreacutem superior assim como o da condiccedilatildeo quatro eacute maior do que o da condiccedilatildeo trecircs
36
01 0223
24
25
26
27
28
29
30Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Profundidade
Vc = 500 [mmin] Vc = 600 [mmin]
Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade
1 2 3 423
24
25
26
27
28
29
30 Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Condiccedilatildeo
Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial
Analisando a Figura 27 eacute perceptiacutevel que o aumento da profundidade de corte
ocasionou resultados com tensotildees longitudinais de natureza trativa Isso pode ser relacionado
37
com um possiacutevel fator teacutermico imposto pela maior profundidade de corte sendo mais
evidente com maiores valores de velocidade de corte Entretanto quando se compara tensotildees
residuais com rugosidade novamente natildeo haacute como chegar a conclusotildees
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
1 2 3 4
Longitudinal
Condiccedilotildees
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
24
26
28
30
Rug
osid
ade
(μm
)
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
v
RESUMO
A presenccedila de tensotildees residuais (TR) geradas em todos os processos de fabricaccedilatildeo constitui
um dos grandes problemas encontrados na induacutestria metal-mecacircnica pois tensotildees residuais
trativas tecircm efeito deleteacuterio nos materiais diminuindo a vida em fadiga e a resistecircncia agrave
corrosatildeo sob tensatildeo dos mesmos Por outro lado tensotildees superficiais de natureza compressiva
oferecem benefiacutecios principalmente por ser uma barreira para a propagaccedilatildeo de trincas Deste
modo o estudo destas tensotildees eacute de caraacuteter fundamental para garantir a integridade estrutural
de componentes e estruturas metaacutelicas A busca por processos de fabricaccedilatildeo que reduzam o
tempo necessaacuterio para a produccedilatildeo mecacircnica eacute um dos fatores que justificam o avanccedilo
tecnoloacutegico obtido nos processos de usinagem principalmente com relaccedilatildeo a velocidade de
corte aplicada Neste trabalho foi conduzido um estudo experimental sobre a influecircncia dos
paracircmetros de usinagem no niacutevel de tensotildees residuais presentes no accedilo SAE 4140 Para isto
foram avaliadas as tensotildees residuais atraveacutes do meacutetodo de difraccedilatildeo de raios-x em amostras
que foram submetidas agrave diferentes velocidades de cortes (entre 500 e 600 m min) e
diferentes profundidades de cortes (01 e 02 mm) Observou-se que as tensotildees residuais
circunferenciais foram todas trativas o que poderia ser prejudicial em serviccedilo Contudo para
maiores valores de velocidade de corte foram obtidas menores magnitudes de tensotildees
residuais Medidas de rugosidade complementaram esse estudo
Palavras-chaves torneamento alta velocidade de corte tensotildees residuais difraccedilatildeo de raios-X
Accedilo SAE 4140
vi
ABSTRACT
The presence of residual stresses generated in all manufacturing processes is one of the major
problems encountered in the metal-mechanical industry because residual tensile stresses have
a deleterious effect on the materials reducing fatigue life and resistance to stress corrosion of
the same On the other hand surface tensions of compressive nature offer benefits mainly as
a barrier for the propagation of cracks In this way the study of these tensions is of
fundamental character to guarantee the structural integrity of metallic components and
structures The search for manufacturing processes that reduce the time required for
mechanical production is one of the factors that justify the technological advance obtained in
the machining processes especially in relation to the applied cutting speed In this work an
experimental study was conducted on the influence of machining parameters on the level of
residual stresses in SAE 4140 steel For this the residual stresses were evaluated by the X-ray
diffraction method in samples that were submitted to different cutting speeds (between 500
and 600 m min) and different cut depths (01 and 02 mm) It was observed that the residual
circumferential stresses were all trative which could be harmful in service However for
higher values of shear rate lower magnitudes of residual stress were obtained Roughness
measurements complemented this study
Keywords turning high cutting speed residual stresses X-ray diffraction SAE 4140 steel
vii
SUMAacuteRIO Introduccedilatildeo 1
11 ndash Motivaccedilatildeo 1
12 ndash Justificativa 2
13 ndash Objetivos 2
14 ndash Metodologia e Trabalho Realizado 2
Revisatildeo Bibliograacutefica 4
21 ndash Accedilo SAE 4140 4
22 ndash Torneamento 6
221 ndash Torneamento do accedilo 4140 12
23 ndash Tensotildees Residuais 16
231 ndash Tensotildees Residuais em usinagem 17
232 ndash Tensotildees Residuais em torneamento 18
233 ndash Tensometria por difraccedilatildeo de Raios-X 21
Materiais e Meacutetodos 26
31 ndash Material 26
32 ndash Preparaccedilatildeo das amostras 27
33 ndash Torneamento em Alta Velocidade 28
34 ndash Mediccedilatildeo das tensotildees residuais 30
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial 31
Resultados e discussotildees 32
Conclusotildees 38
Sugestotildees para trabalhos futuros 39
Bibliografia 40
Anexo 43
viii
LISTA DE FIGURAS Figura 1Matriz martensiacutetica do SAE 4140 (a) Tratamento teacutermico de tecircmpera (antes do revenido) (b) Tratamento teacutermico de tecircmpera (apoacutes o revenido) [6] 5 Figura 2Curva de dureza em funccedilatildeo da temperatura de revenido do accedilo 4140 (esquerda) Tenacidade em funccedilatildeo da temperatura de revenimento para o accedilo 4140 revenido por uma hora (direita) [8] 6
Figura 3 Representaccedilatildeo esquemaacutetica de torneamento [11 Modificado] 7 Figura4Faixa de velocidade de corte para diversas operaccedilotildees de usinagem [15 Modificado] 9 Figura 5 Rugosidades Ra e Rt [21] 10 Figura 6 Zonas de esforccedilo cisalhante na ferramenta durante o torneamento [12 Modificado] 11
Figura 7 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24 Modificado] 14
Figura 8 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24 Modificado] 15 Figura 9 Desenho esquemaacutetico dos tipos de tensatildeo residual [27] 17
Figura10Tensotildees residuais medidas na direccedilatildeo de longitudinal (a) e na direccedilatildeo circunferencial (b) [33] 20 Figura 11 Classificaccedilatildeo dos processos de mediccedilatildeo de tensotildees residuais [37] 21
Figura 12 Difraccedilatildeo de raios-X em cristais simples carregados e descarregados [39] 23 Figura 13 Sistema de coordenadas polares [41 Modificado] 24
Figura 14 Estado de tensatildeo do material em funccedilatildeo do declive da curva 2θ x sensup2ψ [41] 25 Figura 15 Representaccedilatildeo esquemaacutetica das amostras 26 Figura 16 Torno utilizado na preparaccedilatildeo da amostra 27
Figura 17 CNC Romi Centur 30D 28
Figura 18 Insertos utilizados no torneamento 29 Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra 30 Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras 31
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson 31
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial 33 Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial 34 Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal 35 Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade 36 Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial 36
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal 37
ix
LISTA DE TABELAS Tabela 1 Composiccedilatildeo quiacutemica accedilo SAE 4140 (em de peso) [4 Modificado] 4 Tabela2Propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140 em temperatura ambiente [3 Modificado] 4 Tabela 3 Testes e paracircmetros de ferramentas revestidas e sem revestimento [24 Modificado] 14 Tabela 4 Teacutecnicas e caracteriacutesticas para determinaccedilatildeo da tensatildeo residual [27 Modificado] 22 Tabela 5 Tabela das Condiccedilotildees 28 Tabela 6 Propriedades do inserto 29 Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem 32
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual 33
1
Capiacutetulo 1
Introduccedilatildeo
Com a crescente demanda por inovaccedilotildees nos processos produtivos e o niacutevel atual de
desenvolvimento das ferramentas de usinagem com novos materiais geometrias e coberturas
a usinagem de accedilo estaacute assumindo um grande destaque no meio industrial Nas operaccedilotildees de
acabamento em produccedilatildeo seriada o torneamento de peccedilas em accedilo estaacute se tornando uma
alternativa ao processo de retificaccedilatildeo reduzindo consideravelmente o tempo e o custo de
fabricaccedilatildeo possibilitando em alguns casos uma reduccedilatildeo de ateacute 60 [1] Contudo os
processos de usinagem induzem na camada superficial e subsuperficial da peccedila alguma
alteraccedilatildeo estrutural gerando tensotildees residuais que dependendo do seu sinal e magnitude
podem trazer benefiacutecios ou prejuiacutezos para a vida em serviccedilo da peccedila usinada [2]
Estudos de integridade superficial vem sendo desenvolvidos e aprimorados
continuamente visando a otimizaccedilatildeo dos paracircmetros de corte aplicados em operaccedilotildees de
usinagem principalmente no torneamento em altas velocidades Como se sabe a busca por
maior produtividade e reduccedilatildeo de custos eacute constante na aacuterea metal-mecacircnica Assim natildeo
basta aumentar o tempo de vida de uma ferramenta de corte eacute preciso compreender como os
paracircmetros de corte influenciam na qualidade e propriedade da peccedila produzida
11 ndash Motivaccedilatildeo
A necessidade de aumentar a produtividade incentiva os setores de usinagem a
empregar paracircmetros de corte cada vez mais severos o que tende a mudar significativamente
a integridade superficial das peccedilas fabricadas principalmente o estado das tensotildees residuais
As tensotildees residuais geradas durante a usinagem de determinado material dependem
especialmente do material da peccedila do tipo e geometria da ferramenta e dos paracircmetros de
usinagem tais como velocidade de corte avanccedilo e profundidade de corte Assim se torna de
fundamental importacircncia tecnoloacutegica o desenvolvimento de estudos sobre como os
paracircmetros de corte influenciam nas tensotildees residuais apoacutes processos de usinagem sobretudo
quando se tratar de processos em altas velocidades
2
12 ndash Justificativa
Pesquisas em usinagem satildeo realizadas constantemente O desenvolvimento dos
chamados processos de usinagem com alta velocidade de corte (HSC ndash High Speed Cutting ou
HSM ndash High Speed Machining) vem melhorando dia a dia a produtividade do setor com a
diminuiccedilatildeo do tempo de usinagem Entretanto por ser um processo severo tanto as
ferramentas de corte quanto as peccedilas produzidas podem sofrer danos irreversiacuteveis e prejudicar
todo o processo de fabricaccedilatildeo Neste acircmbito o estudo sobre como os paracircmetros de corte
influenciam na operaccedilatildeo e na qualidade da peccedila fabricada satildeo fundamentais para o contiacutenuo
desenvolvimento tecnoloacutegico da aacuterea de usinagem
13 ndash Objetivos
O estudo de processos de fabricaccedilatildeo por usinagem e suas influecircncias nas propriedades
macroscoacutepicas satildeo fundamentais para melhorar a produccedilatildeo e eficaacutecia dos procedimentos
adotados atualmente na induacutestria A intenccedilatildeo deste trabalho eacute contribuir com informaccedilotildees
sobre a integridade superficial resultante do torneamento em alta velocidade de componentes
mecacircnicos com foco nas tensotildees residuais geradas nesses processos que em funccedilatildeo da sua
natureza e magnitude podem ser beneacuteficas ou prejudiciais para a vida em serviccedilo da peccedila
usinada
14 ndash Metodologia e Trabalho Realizado
O presente trabalho foi realizado em cinco etapas Revisatildeo bibliograacutefica Materiais e
Meacutetodos Resultados e Discussotildees Conclusatildeo e Sugestotildees para trabalhos futuros aleacutem da
lista da bibliografia utilizada para a elaboraccedilatildeo do mesmo e anexo com o programa utilizado
no torno CNC
Na revisatildeo bibliograacutefica os conceitos e definiccedilotildees relevantes ao tema satildeo apresentados
para melhor embasamento teoacuterico do trabalho Em Materiais e Meacutetodos satildeo descritas todas as
etapas de trabalho para a obtenccedilatildeo dos dados Na parte experimental do trabalho usinagem
das amostras medidas de tensotildees residuais e rugosidade superficial No capiacutetulo Resultados e
Discussotildees eacute apresentada toda a anaacutelise sobre as tensotildees residuais geradas nos processos de
torneamento e satildeo estabelecidas correlaccedilotildees com os paracircmetros de corte e com a rugosidade
3
superficial medida apoacutes a usinagem e dados da literatura Por fim satildeo apresentadas as
conclusotildees obtidas neste estudo e sugeridos pontos importantes que podem ser desenvolvidos
com base neste para trabalhos futuros
4
Capiacutetulo 2
Revisatildeo Bibliograacutefica 21 ndash Accedilo SAE 4140
O accedilo SAE 4140 tambeacutem conhecido como accedilo-cromo-molibdecircnio eacute classificado
como accedilo meacutedio carbono ligado para beneficiamento Este accedilo possui teores de carbono entre
03 e 05 em sua estrutura explicando a classificaccedilatildeo de ser considerado um accedilo de meacutedio
carbono Podem ser utilizados a temperaturas de ateacute 480degC reduzindo drasticamente sua
resistecircncia com valores de temperatura maiores Esse material eacute aplicado na fabricaccedilatildeo de
automoacuteveis aviotildees virabrequins bielas eixos engrenagens armas parafusos equipamentos
para petroacuteleo dentre outros devido as exigecircncias de elevada dureza resistecircncia e tenacidade
[3] As Tabela 1 e 2 apresentam as faixas de composiccedilatildeo quiacutemica e propriedades mecacircnicas
do SAE 4140 respectivamente
Tabela 1 Composiccedilatildeo quiacutemica accedilo SAE 4140 (em de peso) [4 Modificado][4]
SAE C Mn P S Si Cr Mo
4140 038 ndash 043 075 ndash 100 003 maacutex 004 maacutex 015 ndash 035 08 ndash 110 015 ndash 025
Tabela 2 Propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140 em temperatura ambiente [3
Modificado] [3]
Densidade (103119896119892 1198983) 77 ndash 803
Coeficiente de Poisson 027 ndash 03
Moacutedulo de Young (GPa) 655
Resistecircncia agrave tensatildeo (MPa) 4171
Alongamento () 257
Reduccedilatildeo de Aacuterea () 569
Dureza (HB) - Temperado a 815 degC 197
Resistecircncia a Impacto (J) - Temperado a 815 degC
545
Na Figura 1a podemos ver a microestrutura do material apoacutes a tempera e apoacutes a
tempera mais revenido Nota-se que a estrutura eacute predominantemente martensiacutetica apoacutes a
tecircmpera conferindo ao material grande resistecircncia e dureza poreacutem baixa tenacidade A
5
transformaccedilatildeo ocorre quando a taxa de resfriamento brusca eacute raacutepida o suficiente para prevenir
a difusatildeo do carbono pois qualquer difusatildeo que por ventura ocorra resultaraacute na formaccedilatildeo das
fases ferrita e cementita A austenita possui estrutura CFC que sofre uma transformaccedilatildeo
polimoacuterfica para martensita tetragonal de corpo centrado (TCC) sendo formada por uma
soluccedilatildeo soacutelida supersaturada de carbono no ferro [5]
Apoacutes o revenimento (Figura 1b) houve a dissoluccedilatildeo da estrutura martensiacutetica que
passou a ser uma estrutura de martensita revenida que confere ao material propriedades
equilibradas de resistecircncia tenacidade e dureza Os pontos escuros satildeo resultado de ataque
dos agentes quiacutemicos utilizados na metalografia Juntos os tratamentos teacutermicos de tecircmpera e
revenido constituem o chamado tratamento de beneficiamento [6]
Figura 1 Matriz martensiacutetica do SAE 4140 (a) Tratamento teacutermico de tecircmpera (antes do
revenido) (b) Tratamento teacutermico de tecircmpera (apoacutes o revenido) [6]
A taxa de resfriamento no processo de tecircmpera afeta de forma substancial o resultado
do tratamento sendo dependente do meio de resfriamento que entra em contato com a
amostra Diante disso se o resfriamento controla a taxa de nucleaccedilatildeo e a do crescimento em
transformaccedilotildees difusionais a temperatura de transformaccedilatildeo determinaraacute a microestrutura final do
produto transformado [6] Com relaccedilatildeo ao revenido o mesmo tem por objetivo corrigir a
excessiva dureza e fragilidade do material melhorando sua ductilidade e resistecircncia ao
choque aleacutem de corrigir aliviar as tensotildees residuais provenientes da tempera [7] Na Figura 2
pode-se ver como a dureza e tenacidade satildeo afetadas pela temperatura de revenimento para o
accedilo 4140
6
Figura 2 Curva de dureza em funccedilatildeo da temperatura de revenido do accedilo 4140 (esquerda)
Tenacidade em funccedilatildeo da temperatura de revenimento para o accedilo 4140 revenido por uma hora
(direita) [8]
22 ndash Torneamento
O ato de trabalhar uma peccedila bruta com maacutequinas-ferramenta para conferir-lhe a forma
final desejada em especiacutefico envolvendo a retirada de material se chama usinagem Dentro
deste escopo existem diferentes processos como fresamento retificaccedilatildeo furaccedilatildeo
mandrilamento brochamento roscamento torneamento entre outros [9]
As peccedilas metaacutelicas fabricadas pelos processos metaluacutergicos convencionais - como
fundiccedilatildeo forjamento e etc ndash geralmente apresentam superfiacutecies grosseiras e que em alguns
casos exigem um determinado acabamento Por outro lado os processos citados nem sempre
permitem obter certas peculiaridades como saliecircncias ou reentracircncias furos rosqueados e
furos passantes por exemplo Assim a usinagem se torna necessaacuteria principalmente onde
essas geometrias natildeo conseguem ser alcanccediladas por outros tipos de processos de fabricaccedilatildeo
Dentre os processos de usinagem o torneamento eacute o processo de fabricaccedilatildeo mecacircnica
responsaacutevel em geral pela fabricaccedilatildeo de peccedilas de revoluccedilatildeo [10]
7
O torneamento eacute a operaccedilatildeo por intermeacutedio da qual um soacutelido indefinido eacute feito girar
ao redor do eixo da maacutequina operatriz denominada torno ao mesmo tempo que a ferramenta
de corte lhe retira material perifericamente de modo a transformaacute-lo numa peccedila bem definida
tanto em relaccedilatildeo agrave forma quanto as dimensotildees Como todos os trabalhos executados com
maacutequinas-ferramenta o torneamento ocorre mediante a retirada progressiva de material
(cavaco) da peccedila trabalhada por uma ferramenta de corte que deve ter uma dureza superior agrave
do material a ser cortado e possuir um soacute gume cortante [10]
As operaccedilotildees de usinagem podem ser divididas em desbaste e acabamento No
desbaste natildeo existe preocupaccedilatildeo com a qualidade da superfiacutecie uma vez que a prioridade eacute a
retirada de grande volume de material Jaacute no acabamento a prioridade estaacute em obter uma boa
rugosidade superficial e uma boa aparecircncia da superfiacutecie ou entatildeo o que estiver especificado
em projeto [9]
No torneamento a ferramenta penetra na peccedila cujo movimento rotativo ao redor de
seu eixo permite o corte contiacutenuo e regular do material A forccedila necessaacuteria para retirar o
cavaco eacute feita sobre a peccedila enquanto a ferramenta firmemente presa ao porta-ferramenta
contrabalanccedila a reaccedilatildeo dessa forccedila Para realizar o torneamento satildeo necessaacuterios trecircs
movimentos relativos entra a peccedila e a ferramenta (Figura 3)
bull Movimento de corte eacute o movimento principal que permite cortar o material O
movimento eacute rotativo e realizado pela peccedila
bull Movimento de avanccedilo eacute o movimento que desloca a ferramenta
longitudinalmente agrave peccedila
bull Movimento de penetraccedilatildeo eacute o movimento que determina a profundidade de
corte ao deslocar a ferramenta radialmente contra a peccedila e assim regular a
profundidade de corte do passe e a espessura do cavaco
Figura 3 Representaccedilatildeo esquemaacutetica de torneamento [11 Modificado] [11]
MOVIMENTO DE
PENETRACcedilAtildeO
MOVIMENTO
DE AVANCcedilO
MOVIMENTO DE
CORTE
8
Assim como nos outros processos de usinagem o que define como a operaccedilatildeo de
torneamento a ser realizada satildeo os paracircmetros da usinagem Esses paracircmetros precisam ser
bem estudados e definidos para o torneamento produzir peccedilas em conformidade com o projeto
e ao mesmo tempo preservar ao maacuteximo a ferramenta de corte Para o torneamento pode-se
definir como principais paracircmetros de corte [12]
bull Velocidade de Corte (Vc) velocidade perifeacuterica da ponta da ferramenta na peccedila
conforme mostrado na Equaccedilatildeo 21
119881119888 =
120587 lowast 119889 lowast 119899
1000(
119898
119898119894119899)
(21)
d = diacircmetro em mm
n = rotaccedilatildeo em rpm
bull Avanccedilo (a) Deslocamento que a ferramenta faz em uma volta da peccedila O avanccedilo
eacute dado por mmrot
bull Velocidade de avanccedilo (Va) Medida do deslocamento que a ferramenta faz por
unidade de tempo conforme mostrado na Equaccedilatildeo 22
119881119886 = 119886 lowast 119899 (119898119898
119898119894119899)
(22)
bull Profundidade de corte (p) Medida linear da penetraccedilatildeo que a ferramenta faz na
peccedila em cada passe conforme mostrado na Equaccedilatildeo 23
119901 =
119863 minus 119889
2(119898119898)
(23)
D = diacircmetro inicial em mm (antes do passe)
d = diacircmetro final em mm (apoacutes o passe)
A busca por aumento de produtividade nos processos de usinagem vem de longa data
Taylor procurava melhorar o material usado para confeccionar as ferramentas de corte e seus
estudos renderam o desenvolvimento dos accedilos raacutepidos para ferramentas de corte Com a
criaccedilatildeo deste material se tornou possiacutevel elevar a velocidade da usinagem sem trazer grandes
prejuiacutezos agraves ferramentas e assim aumentar a produtividade do processo [13]
9
Com o decorrer dos anos diversas outras contribuiccedilotildees surgiram para poder fazer a
usinagem com velocidades de corte cada vez mais elevadas Essas contribuiccedilotildees foram em
diferentes aacutereas como os materiais para as ferramentas e na elaboraccedilatildeo de maacutequinas-
ferramentas que fossem capazes de suportar tamanhas velocidades e consequentemente as
solicitaccedilotildees que esse tipo de usinagem impotildee na maacutequina [13]
A usinagem em alta velocidade de corte ou HSM (High Speed Machining) ou HSC
(High Speed Cutting) eacute reconhecida como uma importante tecnologia de usinagem em
desenvolvimento e implantaccedilatildeo Esse modo de operaccedilatildeo tem como principal vantagem a
possibilidade de executar usinagem com velocidades de corte cinco a dez vezes maiores do
que as normalmente utilizadas e com avanccedilo e profundidade de corte menores do que os
adotados na usinagem convencional Embora possa ser utilizada em operaccedilotildees de desbaste a
sua aplicaccedilatildeo eacute sobretudo indicada para semi-acabamento e acabamento [14]
A definiccedilatildeo de ldquoalta velocidade de corterdquo eacute relativa pois essa definiccedilatildeo diz respeito ao
material a ser usinado da ferramenta de corte e do processo de usinagem Isto significa dizer
que dependendo da configuraccedilatildeo da operaccedilatildeo ela pode ser considerada em alta velocidade
para um material e baixa para outro por exemplo com uma ferramenta de accedilo raacutepido para
usinagem de um material de baixa resistecircncia os valores dos paracircmetros podem ser
aumentados jaacute para a usinagem de materiais de elevadas resistecircncias esses mesmos
paracircmetros satildeo reduzidos para preservar a peccedila e a ferramenta de corte [13] Por mais incerto
que ainda seja definir quais paracircmetros satildeo considerados alta velocidade Muumlller e Soto 1999
[15] estipularam faixas de velocidades de corte e sua caracterizaccedilatildeo conforme a Figura 4
Figura 4 Faixa de velocidade de corte para diversas operaccedilotildees de usinagem [15
Modificado][15]
10
A seleccedilatildeo cuidadosa dos paracircmetros de corte corretos de usinagem tem forte influecircncia
na obtenccedilatildeo de uma boa integridade superficial Este termo foi primeiramente discutido por
Field e Kahles et al (1964) [16] para eles a Integridade Superficial eacute um meio de definir os
aspectos superficiais em termos da performance de um componente em serviccedilo
Adicionalmente segundo Griffths et al (1989) [17] tambeacutem tem valor topoloacutegico mecacircnico
quiacutemico e metaluacutergico como rugosidade variaccedilotildees de dureza mudanccedilas microestruturais e
tensotildees residuais
Para os processos de usinagem a rugosidade tem grande importacircncias pois a mesma eacute
fundamental para o controle da qualidade das peccedilas produzidas A rugosidade pode ser
definhada como a topografia em escala microscoacutepica apoacutes um processo de retirada de material
como a usinagem Os fatores que contribuem com a rugosidade normalmente estatildeo mais
relacionados com os paracircmetros de processo do que com o maquinaacuterio Alguns exemplos satildeo
marcas deixadas pela ferramenta devido a fragmentos ou ao gume de corte geraccedilatildeo de
rebarba do material durante o corte forma geomeacutetrica da ferramenta quebra de cavaco entre
outros [9]
Dentre os paracircmetros utilizados na avaliaccedilatildeo da rugosidade o mais comumente
empregado eacute o da rugosidade meacutedia (Ra) [18] Tal paracircmetro eacute obtido atraveacutes da meacutedia
aritmeacutetica do perfil da superfiacutecie em relaccedilatildeo a uma linha meacutedia definida atraveacutes de um
comprimento de amostra [19] [20] Segundo Machado et al (2009) [9] outro paracircmetro
largamente utilizado eacute o da rugosidade Total (Rt) que consiste na distacircncia total entre o maior
pico e o vale mais profundo A Figura 5 mostra a representaccedilatildeo graacutefica de ambos os
paracircmetros Ra e Rt
Figura 5 Rugosidades Ra e Rt [21]
11
Segundo Griffths et al (2001) [12] o torneamento produz efeitos termomecacircnicos
que estatildeo diretamente relacionados agrave integridade superficial da peccedila usinada O efeito
mecacircnico adveacutem principalmente das tensotildees de cisalhamentos desenvolvidas no processo
sendo estas distribuiacutedas em trecircs zonas A chamada zona primaacuteria ocorre na peccedila a medida que
o material eacute removido e convertido em cavaco a secundaacuteria fica localizada na parte inferior
do cavaco a medida que este eacute forccedilado contra a ferramenta e a terciaacuteria ocorre na parte
inferior da ferramenta agrave medida que esta eacute arrastada sobre o material receacutem cortado As
tensotildees primaacuterias e terciaacuterias afetam a superfiacutecie da peccedila cortada jaacute a secundaacuteria natildeo como
mostra a Figura 6 [12]
Adicionalmente pode-se relacionar essas zonas com os raios da ponta das ferramentas
e seu desgaste na integridade superficial da peccedila Em uma ferramenta afiada a ponta da
ferramenta tem um raio de tiacutepico de 8 microm Com o uso da ferramenta e sua degradaccedilatildeo o raio
da ponta aumenta levando a uma planificaccedilatildeo da face da ferramenta em contato com a peccedila e
aumentado os valores do acircngulo de inclinaccedilatildeo Com este aumento o material que se encontra
na ponta da ferramenta eacute forccedilado para frente e comprimido contra a superfiacutecie do material
Quando o acircngulo de inclinaccedilatildeo chega a um valor criacutetico segundo Griffths et al (2001) [12]
maior que -75deg a ferramenta deixa de cortar e passa a criar protuberacircncias no material
degradando a integridade superficial do mesmo
Figura 6 Zonas de esforccedilo cisalhante na ferramenta durante o torneamento [12 Modificado]
[12]
Ainda com relaccedilatildeo ao raio da ponta da ferramenta e seu desgaste sabe-se que
ferramentas afiadas geram temperaturas comparativamente menores que uma natildeo afiada
Segundo Griffths et al (2001) [12] uma ferramenta gasta pode gerar temperaturas proacuteximas a
700degC dependendo dos paracircmetros de corte aplicados Considerando que a temperatura de
12
transformaccedilatildeo microestrutural de algumas fases presentes em peccedilas de accedilo estaacute em torno de
723degC pode-se concluir que a usinagem nessas condiccedilotildees pode resultar em transformaccedilatildeo de
fase
Todos estes fatores contribuem para a geraccedilatildeo de tensotildees residuais associadas a um
material torneado Entatildeo pode-se concluir que estas tensotildees podem apresentar diferentes
perfis dependendo de quatildeo gasta a ferramenta estaacute da presenccedila de lubrificaccedilatildeo e das
condiccedilotildees de operaccedilatildeo aleacutem de estarem diretamente relacionadas aos paracircmetros de corte
Normalmente o consenso eacute de que se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser
compressivas enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [12]
221 ndash Torneamento do accedilo 4140
Na literatura satildeo encontrados vaacuterios trabalhos que tecircm como objetivo estudar a
influecircncia dos paracircmetros de corte no desgaste das ferramentas de corte e principalmente na
integridade superficial das peccedilas produzidas Em particular os accedilos 4140 tecircm sido
amplamente estudados neste acircmbito tendo em vista sua aplicaccedilatildeo na induacutestria
Ersan Aslan et al (2007) [22] estudaram os efeitos dos paracircmetros de corte do accedilo
AISI 4140 endurecido (63 HRc) com ferramenta de ceracircmica misturada com Al2O3 + TiCN
no torneamento a seco Neste trabalho concluiu que a velocidade de corte foi o uacutenico fator
estatisticamente significante no desgaste da ferramenta e embora natildeo estatisticamente
significante a profundidade de corte teve uma influecircncia fiacutesica na variaccedilatildeo dos resultados
Apesar de inesperado observaram que velocidades elevadas diminuiacuteam o desgaste da
ferramenta e dessa forma concluiu-se que para minimizar o desgaste da ferramenta
velocidades de corte maiores 250 mmin e niacuteveis reduzidos de profundidade de corte 025
ou 050 mm devem ter preferecircncia Tambeacutem foi relatado que soacute duas interaccedilotildees velocidade
de corte e avanccedilo e avanccedilo e profundidade de corte possuiacuteram significacircncia estatiacutestica na
rugosidade superficial Na anaacutelise dos resultados chegou-se ao consenso de que uma
velocidade de corte elevada 250 mmin uma profundidade de corte miacutenima 025 mm e um
avanccedilo intermediaacuterio 010 mmrev minimizava os valores da rugosidade superficial
Sudhansu et al (2015) [23] pesquisaram a rugosidade superficial e o desgaste da
aresta de corte no torneamento severo do AISI 4140 com dureza de 52 HRc com pastilhas de
ceracircmica misturada com Al2O3 + TiCN e revestidas com PVD-TiN Na pesquisa os
paracircmetros usados foram combinaccedilotildees de velocidades de corte de 100 170 e 240 mmin
13
avanccedilos de 005 010 e 015 mmrev e profundidades de corte de 01 02 e 03 mm Apoacutes a
conclusatildeo dos experimentos conseguiram obter uma superfiacutecie com oacutetimo acabamento com o
torneamento severo tendo como conclusatildeo que a rugosidade superficial era afetada
principalmente pelo avanccedilo e que a profundidade de corte teve impacto despreziacutevel a
velocidade de corte teve um efeito negativo para a rugosidade e que quatildeo maior era a
velocidade de corte empregada (acima de 170 mmin) pior era a rugosidade superficial
Assim como Ersan et al (2007) [22] os autores reafirmaram que a velocidade de corte eacute o
fator preponderante sobre o desgaste da aresta da ferramenta de corte e os efeitos da interaccedilatildeo
avanccedilo-profundidade de corte satildeo notavelmente mais significantes em comparaccedilatildeo com o
avanccedilo somente Ressalta-se tambeacutem que embora a influecircncia da profundidade de corte natildeo
ter sido observada como significante estatisticamente o desgaste da aresta eacute uma funccedilatildeo
crescente da profundidade de corte A rugosidade do accedilo AISI 4140 foi uma funccedilatildeo do perfil
da aresta da pastilha ceracircmica revestida com TiN Quando a velocidade de corte era
aumentada o perfil da aresta da ferramenta crescia e isso causou deterioraccedilatildeo da superfiacutecie
trabalhada Apesar do crescimento do perfil da aresta ter chegado ao limite permissiacutevel de 03
mm a rugosidade Ra natildeo excedeu 16 microm
Alajmi et al (2015) [24] fizeram um monitoramento termograacutefico da aresta de corte
de ferramentas revestidas e natildeo revestidas na busca de aprender sobre os paracircmetros de corte
e suas influecircncias nas ferramentas e no aporte teacutermico nas ferramentas Nesse monitoramento
usou-se os paracircmetros de velocidade de corte de 75 e 115 mmin avanccedilo de 018 e 032
mmrev profundidade de corte de 15mm e com velocidades de cortes de 115 e 75 mmin em
diferentes accedilos sendo um deles o 4140 Com base nos ensaios realizados os autores
observaram que a velocidade de corte natildeo teve efeito significante nas temperaturas
observadas diferente do avanccedilo que com a sua reduccedilatildeo resultava em maiores valores de
temperatura Com a deformaccedilatildeo da aresta de corte uma elevaccedilatildeo da temperatura foi
observada provavelmente pela maior aacuterea de contato causada por essa deformaccedilatildeo e a
temperatura produzida pelas ferramentas eram menores quando as ferramentas possuiacuteam
revestimento Observou-se tambeacutem a importacircncia do uso de revestimento nas ferramentas e
sua influecircncia nas temperaturas obtidas conforme apresenta a Tabela 3 e as Figuras 6 e 7
14
Tabela 3 Testes e paracircmetros de ferramentas revestidas e sem revestimento [24 Modificado] [24]
Teste (nuacutemero)
Paracircmetros de corte Velocidade (V)
mmin Avanccedilo (f)
mmrev Profundidade de corte
(d) mm Diacircmetro
(mm) N
(rpm) T1 115 032 15 100 360 T2 115 018 15 100 360 T3 75 032 15 100 250 T4 75 018 15 100 250
Figura 7 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
15
Figura 8 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
Akbar et al (2008) [25] fizeram uma anaacutelise experimental da particcedilatildeo teacutermica no
torneamento a seco do accedilo AISI 4140 aplicando diferentes velocidades de corte incluindo
velocidades convencionais e altas velocidades de torneamento (100 197 314 395 565 628
785 e 880 mmin) O avanccedilo e a profundidade de corte foram mantidos constantes (01
mmrev e 25mm respectivamente) e o comprimento cortado foi limitado a 5mm para
minimizar a variaccedilatildeo que o desgaste da ferramenta poderia trazer Foram usadas duas
ferramentas uma de metal duro sem revestimento e outra com revestimento de TiN
Observou-se uma variaccedilatildeo no comportamento das forccedilas de corte com o aumento da
velocidade corte Variando a velocidade de corte de 100 ateacute 395 mmin a forccedila de corte
diminuiacutea Entretanto na faixa de 395 e 565 mmin essa forccedila cresce junto com a elevaccedilatildeo da
velocidade Em seguida a forccedila torna a diminuir na regiatildeo de altas velocidades acima de 565
mmin
Neste mesmo trabalho revelou-se que para as ferramentas revestidas com TiN as
forccedilas de corte diminuiacuteram gradativamente quando a velocidade aumentava (de 100 ateacute 880
mmin) A medidas experimentais de forccedila de corte e de avanccedilo foram maiores para as
ferramentas natildeo-revestidas em todas as velocidades estudadas Relata-se que este fenocircmeno
pode ser decorrente da reduccedilatildeo da fricccedilatildeo e da adesatildeo com a peccedila que o revestimento de TiN
proporciona A forccedila de avanccedilo tambeacutem reduziu gradualmente com o aumento da velocidade
de corte em todos os testes tanto para as ferramentas com revestimento ou sem
16
23 ndash Tensotildees Residuais
Matsumoto et al (1986) [26] definiram tensatildeo residual como a tensatildeo que permanece
no componente apoacutes a solicitaccedilatildeo termomecacircnica agrave qual foi submetido Sua presenccedila pode ser
uacutetil ou deleteacuteria dependendo da sua natureza trativa ou compressiva e magnitude alta ou
baixa A classificaccedilatildeo atual dos tipos de tensotildees residuais eacute definida quanto a sua abrangecircncia
podendo ser classificadas como Tensotildees Macroscoacutepicas tambeacutem referenciada como Tipo I
Tensotildees Microscoacutepicas chamadas de Tipo II e Tensotildees submicroscoacutepicas ou Tipo III [27]
bull Tensotildees residuais do tipo I Satildeo tensotildees a niacuteveis macroscoacutepicos em uma escala
maior que o tamanho de gratildeo do material
bull Tensotildees residuais do tipo II Satildeo tensotildees microscoacutepicas que variam dentro da
escala de um gratildeo individual Tais tensotildees satildeo esperadas natildeo somente em
materiais com muacuteltiplas microestruturas mas inclusive em materiais que
possuem uma microestrutura uacutenica devido a anisotropia e o comportamento de
cada gratildeo
bull Tensotildees residuais do tipo III Tambeacutem satildeo tensotildees microscoacutepicas poreacutem esta
existe dentro do gratildeo Por isso muitas vezes satildeo chamadas de submicroscoacutepicas
Satildeo essencialmente resultado da presenccedila de descontinuidades e outros defeitos
da estrutura cristalina do material Normalmente vem acompanhada da Tensatildeo
de Tipo II
Na Figura 9 eacute apresentado um diagrama esquemaacutetico que mostra os 3 tipos de tensatildeo
residual (120590119868 120590119868119868 119890 120590119868119868119868) [27]
17
Figura 9 Desenho esquemaacutetico dos tipos de tensatildeo residual [27]
A anaacutelise das tensotildees residuais presentes nos componentes mecacircnicos bem como a
compreensatildeo do comportamento das propriedades mecacircnicas dos materiais quando sujeitos a
campos de tensotildees originados nos processos usinagem eacute de grande importacircncia para diversas
aacutereas Estaacute bem estabelecido que a presenccedila de tensotildees residuais compressivas na superfiacutecie
do material aumenta a sobrevida em fadiga pois a compressatildeo dificulta a nucleaccedilatildeo eou a
propagaccedilatildeo de trincas [28] Em contrapartida tensotildees trativas podem se somar agraves tensotildees de
trabalho mesmo no regime elaacutestico podendo levar a ruptura prematura do componente [29]
231 ndash Tensotildees Residuais em usinagem
As tensotildees residuais satildeo desenvolvidas em qualquer processo termomecacircnico sendo
essas tensotildees classificadas de acordo com sua origem em Teacutermica Quiacutemica e Mecacircnica
Entre as trecircs origens as tensotildees de origem teacutermica em um niacutevel macroscoacutepico satildeo
decorrentes de um aquecimento e resfriamento natildeo uniforme advindas de processos como a
usinagem e tratamentos teacutermicos Adicionalmente restriccedilotildees impostas por peccedilas de grande
volume podem levar ao desenvolvimento de tensotildees elevadas magnitudes devido ao
gradiente teacutermico entre a superfiacutecie e o nuacutecleo da peccedila Um exemplo eacute o processo de tempera
de um accedilo que leva a tensotildees compressivas na superfiacutecie balanceadas com tensotildees trativas no
centro do componente [27]
Tensotildees de origem quiacutemica se desenvolvem devido a mudanccedilas de volume associadas
com reaccedilotildees quiacutemicas precipitaccedilatildeo e transformaccedilatildeo de fase Tratamento quiacutemicos
18
superficiais e revestimento de materiais levam a um gradiente de tensatildeo residual de elevada
magnitude nas camadas superficiais [27] Como exemplo cita-se a nitretaccedilatildeo que tende a gerar
tensotildees compressivas na regiatildeo de difusatildeo por causa da expansatildeo estrutural e precipitaccedilatildeo de
nitretos [30]
O escoamento plaacutestico natildeo homogecircneo tambeacutem resulta em campos de tensatildeo residual
neste caso de origem mecacircnica Essas tensotildees podem se desenvolver de forma natural durante
o processo de fabricaccedilatildeo ou tratamento teacutermico dos materiais podendo ser tambeacutem
introduzidas de forma deliberada para o desenvolvimento de um perfil especiacutefico de tensatildeo
[27] Seja qual for o processo de usinagem de materiais metaacutelicos iraacute causar tensotildees residuais
que podem alcanccedilar valores proacuteximos ao limite de escoamento do material e influenciar na
vida em serviccedilo de componentes mecacircnicos Portanto definir o processo adequado para cada
aplicaccedilatildeo requer a previsatildeo de quatildeo elevada seraacute a tensatildeo residual gerada em funccedilatildeo dos
paracircmetros envolvidos no do processo utilizado [31]
Pesquisadores concordam que as tensotildees residuais de um componente satildeo um
conjunto das trecircs fontes de tensatildeo residual Muito dificilmente um componente soacute teraacute sido
submetido agrave processos que soacute resultem de uma soacute fonte de tensatildeo residual Especificamente
na usinagem os paracircmetros de corte utilizados na usinagem como velocidade de corte
velocidade de avanccedilo profundidade de corte aleacutem do estado da ferramenta e tipo de
lubrificaccedilatildeo empregadas podem levar a uma variaccedilatildeo significativa da taxa de produccedilatildeo e
tambeacutem nas tensotildees residuais presentes no componente usinado [32] Em geral o consenso eacute
de que na usinagem se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser compressivas
enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [14] Contudo Matsumoto et
al (1986) [26] afirmam que em funccedilatildeo da dureza do material a usinagem pode promover
tensotildees residuais de compressatildeo ou de traccedilatildeo Por exemplo para os accedilos de baixa dureza a
tensatildeo residual eacute trativa e para os accedilos com elevada dureza a tensatildeo residual eacute compressiva
232 ndash Tensotildees Residuais em torneamento
O estudo sobre tensotildees residuais em usinagem em particular no torneamento
aumentou nos uacuteltimos anos A necessidade de ganhar produtividade leva os setores de
usinagem a empregar paracircmetros de corte cada vez mais severos o que tende a mudar
19
significativamente o estado das tensotildees residuais principalmente as superficiais nos
componentes usinados
Capello et al (2004) [32] fizeram um estudo comparando a influecircncia dos paracircmetros
de corte no torneamento de diferentes materiais nas tensotildees residuais obtidas Nesse trabalho
foi utilizada uma velocidade de corte fixa e quatro paracircmetros distintos profundidade de
corte avanccedilo raio da ponta da ferramenta e acircngulo de entrada para 3 accedilos diferentes Um accedilo
com propriedades mecacircnicas elevadas (39NiCrMo3) o segundo com propriedades
intermediaacuterias (C45 steel) e o terceiro com propriedades baixas (Fe370) Pelos resultados
obtidos foi verificado que os paracircmetros que se expressavam mais nas tensotildees residuais
foram o avanccedilo colocado na maacutequina e o raio da ferramenta Com a elevaccedilatildeo do valor do
avanccedilo e com o aumento do raio da ferramenta as tensotildees geradas resultantes se
pronunciavam com caraacuteter trativo
Garcia et al (2012) [33] realizaram um estudo sobre o efeito dos paracircmetros de corte
na geraccedilatildeo das tensotildees residuais superficiais no torneamento de um accedilo AISI 4340 Como
principais conclusotildees esse trabalho mostrou que com o aumento da velocidade de corte as
tensotildees residuais tendiam a serem menos trativas Contudo as tensotildees residuais tendem a ser
mais trativas com o aumento do avanccedilo possivelmente em virtude do aumento da temperatura
de corte e a rugosidade superficial tambeacutem se elevava Logo a integridade superficial
piorava com o aumento do avanccedilo de corte A Figura 10 mostra as curvas obtidas nas direccedilotildees
de avanccedilo (longitudinal) e direccedilatildeo de corte (circunferencial) onde eacute possiacutevel observar o
comportamento trativo das tensotildees residuais Esses dados indicando que os fatores (teacutermico
deformaccedilatildeo plaacutestica e de transformaccedilatildeo fase) responsaacuteveis pela geraccedilatildeo das tensotildees
superficiais mudam de acordo com o campo da velocidade de corte empregado Neste caso
para velocidades menores o fator mais expressivo eacute a temperatura que gera tensotildees teacutermicas
de traccedilatildeo e para velocidades mais elevadas as tensotildees geradas pela transformaccedilatildeo de fase
eou de deformaccedilatildeo plaacutestica eram as que adquiriam maior importacircncia
20
Figura 10 Tensotildees residuais medidas na direccedilatildeo de longitudinal (a) e na direccedilatildeo
circunferencial (b) [33]
21
233 ndash Tensometria por difraccedilatildeo de Raios-X
Existem diversas teacutecnicas experimentais de se obter os valores de tensatildeo residual
Bordinassi et al (2006) [34] citam que atualmente os dois meacutetodos mais utilizados satildeo o do
furo cego e a tensometria por difraccedilatildeo de raios-X sendo este uacuteltimo o mais utilizado dentre os
dois Martins et al (2004) [35] afirmam tambeacutem que o meacutetodo por difraccedilatildeo de raios-X
apresenta os melhores resultados quando comparado com o meacutetodo micromagneacutetico e
meacutetodo do furo Todas essas teacutecnicas podem ser classificadas de acordo com o niacutevel de dano
introduzido no material em [36]
bull Destrutivas processos que para obtenccedilatildeo das informaccedilotildees de deformaccedilatildeo
necessaacuterias para a anaacutelise das tensotildees residuais comprometem ou
impossibilitam o uso da amostra analisada
bull Natildeo destrutivos natildeo precisam da remoccedilatildeo material e natildeo provocam qualquer
tipo de dano durante a mediccedilatildeo de tensotildees residuais
bull Parcialmente destrutivas alguns autores como Hilson et al (2009) [36]
defendem que existe uma terceira categoria que eacute caracterizada pelo dano na
peccedila poreacutem com possibilidade de utilizaccedilatildeo da amostra como ilustra a Figura
11
Figura 11 Classificaccedilatildeo dos processos de mediccedilatildeo de tensotildees residuais [37]
22
Aleacutem dos danos causados no material outros fatores devem ser levados em
consideraccedilatildeo ao escolher a teacutecnica adequada Satildeo eles [27]
bull Fatores relativos a praticidade custo e disponibilidade do equipamento
portabilidade velocidade de mediccedilatildeo existecircncia de procedimento padronizado e
niacutevel de habilidade requerida do operador
bull Fatores relativo ao material classe do material que pode ser analisado por uma
teacutecnica particular preparaccedilatildeo preacutevia da superfiacutecie e necessidade de propriedades
especiacuteficas
bull Fatores relativos a mediccedilatildeo resoluccedilatildeo penetraccedilatildeo tipo de tensatildeo detectada
gradiente de tensatildeo incerteza e aacuterea ou volume de anaacutelise
A maioria das teacutecnicas existentes satildeo capazes de medir tensotildees residuais do tipo I
Poreacutem somente algumas como difraccedilatildeo de raios-X possuem a resoluccedilatildeo necessaacuteria para
medir tensotildees residuais de tipo II E mesmo com bons niacuteveis de resoluccedilatildeo as incertezas das
mediccedilotildees podem ser elevadas chegando a 30 do valor medido [27] Um resumo desses
fatores estaacute descrito na Tabela 4
Tabela 4 Teacutecnicas e caracteriacutesticas para determinaccedilatildeo da tensatildeo residual [27 Modificado] [27]
Teacutecnica Velocidade Penetraccedilatildeo Aacuterea de anaacutelise
Resoluccedilatildeo Tipo de Tensatildeo
Furos Cego
Raacutepida Meacutedia
Igual ao tamanho do furo
1-2 mm diacircmetro
50 -100 microm I
Difraccedilatildeo de Raio-X
Raacutepida Meacutedia
Ateacute 1 mm 01 ndash 1 mmsup2 20 microm I e II
Ultrassom Raacutepida gt100 mm 1-400 mmsup2 1 mm I
Magneacutetica Raacutepida 20 a 300 microm gt2 mmsup2 5 mm I
A teacutecnica utilizada nos procedimentos experimentais deste trabalho foi a de difraccedilatildeo
de Raios X Atraveacutes desta teacutecnica a deformaccedilatildeo causada na superfiacutecie eacute obtida pela razatildeo da
variaccedilatildeo da distacircncia interplanar pela distacircncia livre de deformaccedilatildeo Como pode ser
observado na Figura 12 o paracircmetro chamado de distacircncia interplanar eacute representado pela
letra ldquodrdquo Esta distacircncia eacute entatildeo convertida em tensatildeo segundo equaccedilotildees derivadas da teoria
da elasticidade [38] ou seja a variaccedilatildeo da distacircncia entre planos cristalinos induzida pela
presenccedila de tensotildees eacute medida com base na lei de Bragg e as tensotildees satildeo calculadas
23
assumindo-se que a distorccedilatildeo ocorre no regime elaacutestico Desta forma somente a parte elaacutestica
do campo de deformaccedilotildees eacute medida uma vez que a deformaccedilatildeo plaacutestica natildeo afeta os
paracircmetros cristalinos Como dito anteriormente esta eacute uma teacutecnica natildeo destrutiva e como a
maioria das teacutecnicas natildeo destrutivas eacute limitada agraves camadas superficiais na ordem de 10 microm
[35]
Figura 12 Difraccedilatildeo de raios-X em cristais simples carregados e descarregados [39]
Bragg descreve a difraccedilatildeo de raios X no estado inicial natildeo deformado como uma
reflexatildeo segundo alguns planos cristalinos Estes planos possuem uma distacircncia ldquodrdquo chamada
de distacircncia interplanar Um feixe paralelo de raios-X de comprimento de onda λ que incide
na superfiacutecie deste material com um acircngulo de incidecircncia θ iraacute sofrer uma difraccedilatildeo sob o
mesmo acircngulo θ desde que a equaccedilatildeo de Bragg seja satisfeita (equaccedilatildeo 31)
119899 = 2119889 ∙ 119904119890119899120579 (31)
24
Entatildeo ao utilizar um feixe de raios-X monocromaacuteticos (λ = constante) o valor do
acircngulo θ referente a uma intensidade maacutexima de difraccedilatildeo depende somente da distacircncia
interplanar ldquodrdquo
A derivada da expressatildeo de Bragg indica que
∆119889
119889+
119888119900119904120579
119904119890119899120579∙ ∆120579 = 0 (32)
120576 = minus∆120579 ∙ cot 119892120579 (33)
∆120579 = 120579119888119900119898 119905119890119899119904atilde119900 minus 120579119904119890119898 119905119890119899119904atilde119900 (34)
Medindo ∆120579 pode-se calcular a deformaccedilatildeo e consequentemente a respectiva tensatildeo
residual Vaacuterios meacutetodos satildeo propostos para determinaccedilatildeo das deformaccedilotildees segundo a
difraccedilatildeo de raiosndashX [39] [40] Poreacutem no escopo deste trabalho seraacute tratado somente o meacutetodo
do sensup2 Segundo Bordinassi et al (2006) [34] este meacutetodo tem sua maior aplicabilidade
quando se busca maior exatidatildeo nas medidas cujas amostras possuem um certo grau de
textura Este meacutetodo nada mais eacute que a adequaccedilatildeo da Equaccedilatildeo 33 utilizando coordenadas
polares (Figura 13) ao estado real de tensotildees que resulta em
120576(120593) = cot 119892120579 ∙ (120579120593 minus 120579119900) (35)
Figura 13 Sistema de coordenadas polares [41 Modificado] [41]
Sabendo que
25
120576120593 = (1205901 ∙ 1198881199001199042120593 + 1205902 ∙ 1199041198901198992120593)1199041198901198992 minus 120583(1205901 + 1205902 + 1205903)
119864 (36)
Mantendo o acircngulo 120593 fixo e determinando a diferenccedila entre as deformaccedilotildees em duas
direccedilotildees distintas atraveacutes do acircngulo obtemos
120576(1205932) minus 120576(1205931) = cot 119892120579119900 ∙ (1205791205932minus 1205791205931
) (37)
Reescrevendo o primeiro termo da equaccedilatildeo 36 em funccedilatildeo da diferenccedila de deformaccedilatildeo
entre duas direccedilotildees diferentes temos
120576(1205932) minus 120576(1205931) =(1 + 120583) ∙ 120590120593 ∙ (11990411989011989922 minus 11990411989011989921)
119864 (38)
Substituindo o primeiro membro da Equaccedilatildeo 38 pelo segundo membro da equaccedilatildeo 37
obteacutem-se a equaccedilatildeo utilizada na mediccedilatildeo de tensotildees residuais
120590120593 =119864
(1 + 120583)∙ cot 119892120579119900 ∙
(1205791205932minus 1205791205931
)
(11990411989011989922 minus 11990411989011989921) (38)
O graacutefico da Figura 14 eacute obtido pela plotagem das variaccedilotildees dos acircngulos de difraccedilatildeo
2θ com as variaccedilotildees dos acircngulos de incidecircncia dos raios-X Podemos observar a partir da
equaccedilatildeo 38 que a tensatildeo residual eacute diretamente proporcional agrave derivada de 2θ em funccedilatildeo de
sensup2ψ
Figura 14 Estado de tensatildeo do material em funccedilatildeo do declive da curva 2θ x sensup2ψ [41]
26
Capiacutetulo 3
Materiais e Meacutetodos
A realizaccedilatildeo do procedimento experimental teve algumas fases dentre as quais pode-
se citar a preparaccedilatildeo das amostras torneamento em alta velocidade mediccedilatildeo das tensotildees
residuais superficiais por difraccedilatildeo de raios-x e anaacutelise dos resultados Os itens subsequentes
descrevem em detalhes todos os meacutetodos equipamentos e procedimentos utilizados neste
trabalho
31 ndash Material
O material utilizado na confecccedilatildeo das amostras foi o accedilo SAE 4140 cuja a dureza
medida foi de aproximadamente 15 HRc Este accedilo foi adquirido em barras de duas polegadas
de diacircmetro por 120 mm de comprimento e em cada barra foi confeccionado 4 amostras
conforme a Figura 15
Figura 15 Representaccedilatildeo esquemaacutetica das amostras
27
32 ndash Preparaccedilatildeo das amostras
A amostra foi usinada no torno mecacircnico convencional do Laboratoacuterio de Pesquisa em
Usinagem (LABUS) do Centro Federal de Ensino Tecnoloacutegico Celso Suckow da Fonseca
(CEFET ndash RJ Maracanatilde) conforme a Figura 16 Na operaccedilatildeo foi utilizado fluido de corte
para tentar amenizar a influecircncia desta usinagem no resultado final
Figura 16 Torno utilizado na preparaccedilatildeo da amostra
A partir dos resultados obtidos das tensotildees residuais apoacutes a usinagem no torno
convencional constatou-se que as medidas foram muito aleatoacuterias devido ao desgaste da
ferramenta utilizada e entatildeo optou-se por realizar um tratamento teacutermico de aliacutevio de tensotildees
(TTAT) para evitar que os resultados da usinagem principal fossem influenciados pela
operaccedilatildeo anterior As amostras foram aquecidas agrave uma taxa de aproximadamente 175 ordmC
min Apoacutes atingida e estabilizada a temperatura de 600degC a amostra permaneceu nesta
condiccedilatildeo por 2 horas sendo posteriormente resfriada no forno Os valores das tensotildees foram
medidos novamente apoacutes o tratamento
28
33 ndash Torneamento em Alta Velocidade
O torno utilizado nas operaccedilotildees em alta velocidade foi o centro de torneamento Romi
modelo Centur 30D conforme apresenta a Figura 17 capaz de operar em uma faixa em
velocidades entre 4 a 4000 rpm e com potecircncia de 10 CV
Figura 17 CNC Romi Centur 30D
De acordo com as caracteriacutesticas do torno foram escolhidos os paracircmetros mostrados
na Tabela 5 que podem se enquadrar no regime de torneamento em alta velocidade A
profundidade de corte (ap) tambeacutem foi modificada entre as condiccedilotildees [33] Entatildeo o
torneamento das amostras foi fundamentado em um experimento fatorial de quatro
combinaccedilotildees sendo duas repeticcedilotildees para cada combinaccedilatildeo Foi usado um avanccedilo (a)
constante para todas as condiccedilotildees de 02 mmrot A programaccedilatildeo utilizada pode ser
encontrada no Anexo A
Tabela 5 Tabela das Condiccedilotildees
Condiccedilatildeo A B Vc [mmin] ap [mm]
1 -1 -1 500 01
2 -1 1 500 02
3 1 -1 600 01
4 1 1 600 02
29
Onde
Fatores A Velocidade de Corte (Niacuteveis 119881minus1 = 500 119898119898119894119899 e 119881+1 = 600 119898119898119894119899)
B Profundidade de Corte (Niacuteveis 119865minus1 = 01 119898119898 ou 119865+1 = 02 119898119898)
Tratamentos
119881minus1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 02 mm
119881minus1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 02 mm
Unidade
Experimental Mega Pascal
As ferramentas utilizadas foram os insertos VBMT 160408-PM4325 da Sandvik com
geometria mostrada na Figura 18 Para cada condiccedilatildeo foi utilizado um soacute gume de corte para
garantir a uniformidade da aresta de corte e evitar que o desgaste da ferramenta influenciasse
nos resultados finais A Tabela 6 fornece as principais caracteriacutesticas do inserto
Figura 18 Insertos utilizados no torneamento
Tabela 6 Propriedades do inserto
Tamanho Efetivo da aresta de corte (LE) 15806 mm
Diacircmetro ciacuterculo inscrito (IC) 9525 mm
Raio da ponta (RE) 0794 mm
Espessura (S) 4763 mm
30
34 ndash Mediccedilatildeo das tensotildees residuais
As mediccedilotildees de tensotildees residuais foram realizadas no Laboratoacuterio de Anaacutelise de
Tensotildees (LAT) do Departamento de Engenharia Mecacircnica da Universidade Federal
Fluminense (UFF) A teacutecnica adotada foi a de tensometria por difraccedilatildeo de raios-X utilizando-
se o equipamento de anaacutelise de tensotildees da Stressrad (Figura 19)
Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra
As amostras foram medidas em duas direccedilotildees longitudinal (L) e circunferencial copy
conforme detalha a Figura 20 Os seguintes paracircmetros foram adotados
Radiaccedilatildeo Crκα (λ=22809Å) difratando o plano cristalograacutefico (211) da ferrita
Acircngulo de difraccedilatildeo de ferrita (2θ) 1562ordm
Acircngulos Ψ 0ordm 21ordm 30ordm 38ordm 45ordm
Tempo de exposiccedilatildeo ao Raio-X 45s para cada acircngulo Ψ
FONTE DE ALTA TENSAtildeO
AMOSTRA SOFTWARE
TUBO DE Crκα
GONIOcircMETRO
31
Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial
A rugosidade superficial das amostras foi medida com o rugosiacutemetro da Taylor
Hobson Precision Surtronic 25 (Figura 21) As mediccedilotildees foram feitas em pontos distintos da
amostra no sentido longitudinal procurando obter o resultado que melhor representasse a
rugosidade real das amostras Foram realizadas 7 medidas em cada amostra
O paracircmetro adotado foi a rugosidade meacutedia (Ra) na qual o comprimento de mediccedilatildeo
foi de L= 400 e o de amostragem igual a La = 08mm O raio da ponta do apalpador eacute de
5microm conferindo ao equipamento uma resoluccedilatildeo de 001microm com precisatildeo de 2 do valor
medido
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson
32
Capiacutetulo 4
Resultados e discussotildees
As anaacutelises inicias foram com base nos valores de tensatildeo residuais (TR) sendo as
medidas realizadas apoacutes a preparaccedilatildeo das amostras mas devido a heterogeneidade
apresentada pelas mesmas foi realizado um TTAT Apoacutes o tratamento teacutermico obteve-se uma
meacutedia de -144 MPa nas tensotildees residuais longitudinais (L) e de -142 MPa na direccedilatildeo
circunferencial (C) com erro de aproximadamente 15 MPa Apoacutes a usinagem principal as
tensotildees residuais foram medidas novamente e a Tabela 7 apresenta os valores obtidos em
todas as amostras
Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem
Condiccedilatildeo Amostra Tensatildeo Residual [MPa]
Longitudinal (L) Circunferencial (C)
1 2D -183 plusmn 20 435 plusmn 31
2C 67 plusmn 1 550 plusmn 16
2 2B -162 plusmn 33 498 plusmn 0
2A 179 plusmn 25 508 plusmn 101
3 1D -260 plusmn 75 291 plusmn 41
1C -90 plusmn 0 405 plusmn 33
4 1B 97 plusmn 23 369 plusmn 1
1A 125 plusmn 6 262 plusmn 8
A Figura 22 mostra os valores das tensotildees residual nas direccedilotildees circunferencial e longitudinal
respectivamente Com base nos graacuteficos nota-se que o comportamento das TR
circunferenciais eacute homogecircneo e coerente com a literatura [33] onde com valores maiores de
velocidade de corte tem-se uma diminuiccedilatildeo na magnitude das tensotildees trativas Entretanto na
longitudinal haacute muita heterogeneidade nos valores o que torna difiacutecil a anaacutelise dos resultados
nesta direccedilatildeo
33
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Longitudinal
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
1 2 3 4Condiccedilotildees
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Condiccedilotildees
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial
A Tabela 8 apresenta a meacutedia das tensotildees para cada condiccedilatildeo tanto na direccedilatildeo
longitudinal quanto na transversal a fim de analisar a influecircncia de cada paracircmetro nas
tensotildees residuais gerados no torneamento Conforme valores apresentados as tensotildees
superficiais circunferenciais encontram-se no estado de traccedilatildeo enquanto as tensotildees na direccedilatildeo
longitudinal apresentam um misto de compressatildeo e traccedilatildeo
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual
Condiccedilatildeo Tensotildees residuais (MPa)
C L
1 4925 plusmn 5 -58 plusmn 3
2 503 plusmn 7 85 plusmn 5
3 348 plusmn 6 -175 plusmn 6
4 3155 plusmn 2 111 plusmn 4
34
Avaliando o graacutefico da Figura 23 eacute possiacutevel observar uma clara reduccedilatildeo nos valores
das tensotildees quando passamos do regime de velocidade de 500mmin (condiccedilotildees 1 e 2) para o
de 600mmin (condiccedilotildees 3 e 4) Isto sugere que a tendecircncia da tensatildeo residual eacute reduzir seu
valor com o aumento da velocidade de corte conforme previsto na literatura [33] para
condiccedilotildees de transiccedilatildeo baixa-alta velocidade de corte Este comportamento sugere que a
condiccedilatildeo um e dois encontram-se no limiar do regime de altas velocidades
Com relaccedilatildeo ao efeito da profundidade nota-se que o comportamento das tensotildees
residuais eacute resultado da combinaccedilatildeo entre profundidade e velocidade Quando se tem
velocidades de corte maior o aumento da profundidade tende a diminuir os valores das
tensotildees ou seja aumenta o efeito da deformaccedilatildeo plaacutestica sobre o gradiente teacutermico o que natildeo
eacute evidente para velocidades menores
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Profundidade
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial
Na direccedilatildeo longitudinal (Figura 24) percebe-se uma amplificaccedilatildeo do efeito da
profundidade de corte na tensatildeo residual com o aumento da velocidade de corte Para as
amostras que foram submetidas agrave maior velocidade de corte ocorreu um aumento expressivo
da diferenccedila dos valores de tensotildees residuais encontrados em funccedilatildeo de uma mesma
profundidade de corte utilizada Contudo considerando o desvio padratildeo entre as medidas natildeo
35
se pode concluir qual a tendecircncia das TR na direccedilatildeo longitudinal com essa quantidade de
amostras pois haacute muita heterogeneidade nas medidas
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
LongitudinalT
ensatilde
o R
esid
ual (
MP
a)
Profundidade
Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal
Com relaccedilatildeo agrave rugosidade a literatura [10] descreve que com o aumento da velocidade
de corte ocorre uma diminuiccedilatildeo dos valores meacutedios de rugosidade enquanto que o aumento
da profundidade de corte acarreta em valores maiores de rugosidade apesar deste uacuteltimo natildeo
impactar tanto nos resultados Analisando os valores de rugosidade apresentados na Figura 25
em conjunto com a Figura 26 nota-se que os menores valores meacutedios de rugosidade foram
obtidos para os maiores valores de velocidade de corte (condiccedilotildees 3 e 4) Contudo tambeacutem
fica claro que existe uma inconsistecircncia dos valores apresentados na condiccedilatildeo dois O valor
esperado para esta condiccedilatildeo era seguir a tendecircncia das condiccedilotildees trecircs e quatro ou seja o valor
meacutedio de rugosidade da condiccedilatildeo dois deveria ser da mesma magnitude do valor da condiccedilatildeo
um poreacutem superior assim como o da condiccedilatildeo quatro eacute maior do que o da condiccedilatildeo trecircs
36
01 0223
24
25
26
27
28
29
30Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Profundidade
Vc = 500 [mmin] Vc = 600 [mmin]
Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade
1 2 3 423
24
25
26
27
28
29
30 Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Condiccedilatildeo
Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial
Analisando a Figura 27 eacute perceptiacutevel que o aumento da profundidade de corte
ocasionou resultados com tensotildees longitudinais de natureza trativa Isso pode ser relacionado
37
com um possiacutevel fator teacutermico imposto pela maior profundidade de corte sendo mais
evidente com maiores valores de velocidade de corte Entretanto quando se compara tensotildees
residuais com rugosidade novamente natildeo haacute como chegar a conclusotildees
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
1 2 3 4
Longitudinal
Condiccedilotildees
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
24
26
28
30
Rug
osid
ade
(μm
)
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
vi
ABSTRACT
The presence of residual stresses generated in all manufacturing processes is one of the major
problems encountered in the metal-mechanical industry because residual tensile stresses have
a deleterious effect on the materials reducing fatigue life and resistance to stress corrosion of
the same On the other hand surface tensions of compressive nature offer benefits mainly as
a barrier for the propagation of cracks In this way the study of these tensions is of
fundamental character to guarantee the structural integrity of metallic components and
structures The search for manufacturing processes that reduce the time required for
mechanical production is one of the factors that justify the technological advance obtained in
the machining processes especially in relation to the applied cutting speed In this work an
experimental study was conducted on the influence of machining parameters on the level of
residual stresses in SAE 4140 steel For this the residual stresses were evaluated by the X-ray
diffraction method in samples that were submitted to different cutting speeds (between 500
and 600 m min) and different cut depths (01 and 02 mm) It was observed that the residual
circumferential stresses were all trative which could be harmful in service However for
higher values of shear rate lower magnitudes of residual stress were obtained Roughness
measurements complemented this study
Keywords turning high cutting speed residual stresses X-ray diffraction SAE 4140 steel
vii
SUMAacuteRIO Introduccedilatildeo 1
11 ndash Motivaccedilatildeo 1
12 ndash Justificativa 2
13 ndash Objetivos 2
14 ndash Metodologia e Trabalho Realizado 2
Revisatildeo Bibliograacutefica 4
21 ndash Accedilo SAE 4140 4
22 ndash Torneamento 6
221 ndash Torneamento do accedilo 4140 12
23 ndash Tensotildees Residuais 16
231 ndash Tensotildees Residuais em usinagem 17
232 ndash Tensotildees Residuais em torneamento 18
233 ndash Tensometria por difraccedilatildeo de Raios-X 21
Materiais e Meacutetodos 26
31 ndash Material 26
32 ndash Preparaccedilatildeo das amostras 27
33 ndash Torneamento em Alta Velocidade 28
34 ndash Mediccedilatildeo das tensotildees residuais 30
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial 31
Resultados e discussotildees 32
Conclusotildees 38
Sugestotildees para trabalhos futuros 39
Bibliografia 40
Anexo 43
viii
LISTA DE FIGURAS Figura 1Matriz martensiacutetica do SAE 4140 (a) Tratamento teacutermico de tecircmpera (antes do revenido) (b) Tratamento teacutermico de tecircmpera (apoacutes o revenido) [6] 5 Figura 2Curva de dureza em funccedilatildeo da temperatura de revenido do accedilo 4140 (esquerda) Tenacidade em funccedilatildeo da temperatura de revenimento para o accedilo 4140 revenido por uma hora (direita) [8] 6
Figura 3 Representaccedilatildeo esquemaacutetica de torneamento [11 Modificado] 7 Figura4Faixa de velocidade de corte para diversas operaccedilotildees de usinagem [15 Modificado] 9 Figura 5 Rugosidades Ra e Rt [21] 10 Figura 6 Zonas de esforccedilo cisalhante na ferramenta durante o torneamento [12 Modificado] 11
Figura 7 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24 Modificado] 14
Figura 8 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24 Modificado] 15 Figura 9 Desenho esquemaacutetico dos tipos de tensatildeo residual [27] 17
Figura10Tensotildees residuais medidas na direccedilatildeo de longitudinal (a) e na direccedilatildeo circunferencial (b) [33] 20 Figura 11 Classificaccedilatildeo dos processos de mediccedilatildeo de tensotildees residuais [37] 21
Figura 12 Difraccedilatildeo de raios-X em cristais simples carregados e descarregados [39] 23 Figura 13 Sistema de coordenadas polares [41 Modificado] 24
Figura 14 Estado de tensatildeo do material em funccedilatildeo do declive da curva 2θ x sensup2ψ [41] 25 Figura 15 Representaccedilatildeo esquemaacutetica das amostras 26 Figura 16 Torno utilizado na preparaccedilatildeo da amostra 27
Figura 17 CNC Romi Centur 30D 28
Figura 18 Insertos utilizados no torneamento 29 Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra 30 Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras 31
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson 31
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial 33 Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial 34 Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal 35 Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade 36 Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial 36
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal 37
ix
LISTA DE TABELAS Tabela 1 Composiccedilatildeo quiacutemica accedilo SAE 4140 (em de peso) [4 Modificado] 4 Tabela2Propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140 em temperatura ambiente [3 Modificado] 4 Tabela 3 Testes e paracircmetros de ferramentas revestidas e sem revestimento [24 Modificado] 14 Tabela 4 Teacutecnicas e caracteriacutesticas para determinaccedilatildeo da tensatildeo residual [27 Modificado] 22 Tabela 5 Tabela das Condiccedilotildees 28 Tabela 6 Propriedades do inserto 29 Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem 32
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual 33
1
Capiacutetulo 1
Introduccedilatildeo
Com a crescente demanda por inovaccedilotildees nos processos produtivos e o niacutevel atual de
desenvolvimento das ferramentas de usinagem com novos materiais geometrias e coberturas
a usinagem de accedilo estaacute assumindo um grande destaque no meio industrial Nas operaccedilotildees de
acabamento em produccedilatildeo seriada o torneamento de peccedilas em accedilo estaacute se tornando uma
alternativa ao processo de retificaccedilatildeo reduzindo consideravelmente o tempo e o custo de
fabricaccedilatildeo possibilitando em alguns casos uma reduccedilatildeo de ateacute 60 [1] Contudo os
processos de usinagem induzem na camada superficial e subsuperficial da peccedila alguma
alteraccedilatildeo estrutural gerando tensotildees residuais que dependendo do seu sinal e magnitude
podem trazer benefiacutecios ou prejuiacutezos para a vida em serviccedilo da peccedila usinada [2]
Estudos de integridade superficial vem sendo desenvolvidos e aprimorados
continuamente visando a otimizaccedilatildeo dos paracircmetros de corte aplicados em operaccedilotildees de
usinagem principalmente no torneamento em altas velocidades Como se sabe a busca por
maior produtividade e reduccedilatildeo de custos eacute constante na aacuterea metal-mecacircnica Assim natildeo
basta aumentar o tempo de vida de uma ferramenta de corte eacute preciso compreender como os
paracircmetros de corte influenciam na qualidade e propriedade da peccedila produzida
11 ndash Motivaccedilatildeo
A necessidade de aumentar a produtividade incentiva os setores de usinagem a
empregar paracircmetros de corte cada vez mais severos o que tende a mudar significativamente
a integridade superficial das peccedilas fabricadas principalmente o estado das tensotildees residuais
As tensotildees residuais geradas durante a usinagem de determinado material dependem
especialmente do material da peccedila do tipo e geometria da ferramenta e dos paracircmetros de
usinagem tais como velocidade de corte avanccedilo e profundidade de corte Assim se torna de
fundamental importacircncia tecnoloacutegica o desenvolvimento de estudos sobre como os
paracircmetros de corte influenciam nas tensotildees residuais apoacutes processos de usinagem sobretudo
quando se tratar de processos em altas velocidades
2
12 ndash Justificativa
Pesquisas em usinagem satildeo realizadas constantemente O desenvolvimento dos
chamados processos de usinagem com alta velocidade de corte (HSC ndash High Speed Cutting ou
HSM ndash High Speed Machining) vem melhorando dia a dia a produtividade do setor com a
diminuiccedilatildeo do tempo de usinagem Entretanto por ser um processo severo tanto as
ferramentas de corte quanto as peccedilas produzidas podem sofrer danos irreversiacuteveis e prejudicar
todo o processo de fabricaccedilatildeo Neste acircmbito o estudo sobre como os paracircmetros de corte
influenciam na operaccedilatildeo e na qualidade da peccedila fabricada satildeo fundamentais para o contiacutenuo
desenvolvimento tecnoloacutegico da aacuterea de usinagem
13 ndash Objetivos
O estudo de processos de fabricaccedilatildeo por usinagem e suas influecircncias nas propriedades
macroscoacutepicas satildeo fundamentais para melhorar a produccedilatildeo e eficaacutecia dos procedimentos
adotados atualmente na induacutestria A intenccedilatildeo deste trabalho eacute contribuir com informaccedilotildees
sobre a integridade superficial resultante do torneamento em alta velocidade de componentes
mecacircnicos com foco nas tensotildees residuais geradas nesses processos que em funccedilatildeo da sua
natureza e magnitude podem ser beneacuteficas ou prejudiciais para a vida em serviccedilo da peccedila
usinada
14 ndash Metodologia e Trabalho Realizado
O presente trabalho foi realizado em cinco etapas Revisatildeo bibliograacutefica Materiais e
Meacutetodos Resultados e Discussotildees Conclusatildeo e Sugestotildees para trabalhos futuros aleacutem da
lista da bibliografia utilizada para a elaboraccedilatildeo do mesmo e anexo com o programa utilizado
no torno CNC
Na revisatildeo bibliograacutefica os conceitos e definiccedilotildees relevantes ao tema satildeo apresentados
para melhor embasamento teoacuterico do trabalho Em Materiais e Meacutetodos satildeo descritas todas as
etapas de trabalho para a obtenccedilatildeo dos dados Na parte experimental do trabalho usinagem
das amostras medidas de tensotildees residuais e rugosidade superficial No capiacutetulo Resultados e
Discussotildees eacute apresentada toda a anaacutelise sobre as tensotildees residuais geradas nos processos de
torneamento e satildeo estabelecidas correlaccedilotildees com os paracircmetros de corte e com a rugosidade
3
superficial medida apoacutes a usinagem e dados da literatura Por fim satildeo apresentadas as
conclusotildees obtidas neste estudo e sugeridos pontos importantes que podem ser desenvolvidos
com base neste para trabalhos futuros
4
Capiacutetulo 2
Revisatildeo Bibliograacutefica 21 ndash Accedilo SAE 4140
O accedilo SAE 4140 tambeacutem conhecido como accedilo-cromo-molibdecircnio eacute classificado
como accedilo meacutedio carbono ligado para beneficiamento Este accedilo possui teores de carbono entre
03 e 05 em sua estrutura explicando a classificaccedilatildeo de ser considerado um accedilo de meacutedio
carbono Podem ser utilizados a temperaturas de ateacute 480degC reduzindo drasticamente sua
resistecircncia com valores de temperatura maiores Esse material eacute aplicado na fabricaccedilatildeo de
automoacuteveis aviotildees virabrequins bielas eixos engrenagens armas parafusos equipamentos
para petroacuteleo dentre outros devido as exigecircncias de elevada dureza resistecircncia e tenacidade
[3] As Tabela 1 e 2 apresentam as faixas de composiccedilatildeo quiacutemica e propriedades mecacircnicas
do SAE 4140 respectivamente
Tabela 1 Composiccedilatildeo quiacutemica accedilo SAE 4140 (em de peso) [4 Modificado][4]
SAE C Mn P S Si Cr Mo
4140 038 ndash 043 075 ndash 100 003 maacutex 004 maacutex 015 ndash 035 08 ndash 110 015 ndash 025
Tabela 2 Propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140 em temperatura ambiente [3
Modificado] [3]
Densidade (103119896119892 1198983) 77 ndash 803
Coeficiente de Poisson 027 ndash 03
Moacutedulo de Young (GPa) 655
Resistecircncia agrave tensatildeo (MPa) 4171
Alongamento () 257
Reduccedilatildeo de Aacuterea () 569
Dureza (HB) - Temperado a 815 degC 197
Resistecircncia a Impacto (J) - Temperado a 815 degC
545
Na Figura 1a podemos ver a microestrutura do material apoacutes a tempera e apoacutes a
tempera mais revenido Nota-se que a estrutura eacute predominantemente martensiacutetica apoacutes a
tecircmpera conferindo ao material grande resistecircncia e dureza poreacutem baixa tenacidade A
5
transformaccedilatildeo ocorre quando a taxa de resfriamento brusca eacute raacutepida o suficiente para prevenir
a difusatildeo do carbono pois qualquer difusatildeo que por ventura ocorra resultaraacute na formaccedilatildeo das
fases ferrita e cementita A austenita possui estrutura CFC que sofre uma transformaccedilatildeo
polimoacuterfica para martensita tetragonal de corpo centrado (TCC) sendo formada por uma
soluccedilatildeo soacutelida supersaturada de carbono no ferro [5]
Apoacutes o revenimento (Figura 1b) houve a dissoluccedilatildeo da estrutura martensiacutetica que
passou a ser uma estrutura de martensita revenida que confere ao material propriedades
equilibradas de resistecircncia tenacidade e dureza Os pontos escuros satildeo resultado de ataque
dos agentes quiacutemicos utilizados na metalografia Juntos os tratamentos teacutermicos de tecircmpera e
revenido constituem o chamado tratamento de beneficiamento [6]
Figura 1 Matriz martensiacutetica do SAE 4140 (a) Tratamento teacutermico de tecircmpera (antes do
revenido) (b) Tratamento teacutermico de tecircmpera (apoacutes o revenido) [6]
A taxa de resfriamento no processo de tecircmpera afeta de forma substancial o resultado
do tratamento sendo dependente do meio de resfriamento que entra em contato com a
amostra Diante disso se o resfriamento controla a taxa de nucleaccedilatildeo e a do crescimento em
transformaccedilotildees difusionais a temperatura de transformaccedilatildeo determinaraacute a microestrutura final do
produto transformado [6] Com relaccedilatildeo ao revenido o mesmo tem por objetivo corrigir a
excessiva dureza e fragilidade do material melhorando sua ductilidade e resistecircncia ao
choque aleacutem de corrigir aliviar as tensotildees residuais provenientes da tempera [7] Na Figura 2
pode-se ver como a dureza e tenacidade satildeo afetadas pela temperatura de revenimento para o
accedilo 4140
6
Figura 2 Curva de dureza em funccedilatildeo da temperatura de revenido do accedilo 4140 (esquerda)
Tenacidade em funccedilatildeo da temperatura de revenimento para o accedilo 4140 revenido por uma hora
(direita) [8]
22 ndash Torneamento
O ato de trabalhar uma peccedila bruta com maacutequinas-ferramenta para conferir-lhe a forma
final desejada em especiacutefico envolvendo a retirada de material se chama usinagem Dentro
deste escopo existem diferentes processos como fresamento retificaccedilatildeo furaccedilatildeo
mandrilamento brochamento roscamento torneamento entre outros [9]
As peccedilas metaacutelicas fabricadas pelos processos metaluacutergicos convencionais - como
fundiccedilatildeo forjamento e etc ndash geralmente apresentam superfiacutecies grosseiras e que em alguns
casos exigem um determinado acabamento Por outro lado os processos citados nem sempre
permitem obter certas peculiaridades como saliecircncias ou reentracircncias furos rosqueados e
furos passantes por exemplo Assim a usinagem se torna necessaacuteria principalmente onde
essas geometrias natildeo conseguem ser alcanccediladas por outros tipos de processos de fabricaccedilatildeo
Dentre os processos de usinagem o torneamento eacute o processo de fabricaccedilatildeo mecacircnica
responsaacutevel em geral pela fabricaccedilatildeo de peccedilas de revoluccedilatildeo [10]
7
O torneamento eacute a operaccedilatildeo por intermeacutedio da qual um soacutelido indefinido eacute feito girar
ao redor do eixo da maacutequina operatriz denominada torno ao mesmo tempo que a ferramenta
de corte lhe retira material perifericamente de modo a transformaacute-lo numa peccedila bem definida
tanto em relaccedilatildeo agrave forma quanto as dimensotildees Como todos os trabalhos executados com
maacutequinas-ferramenta o torneamento ocorre mediante a retirada progressiva de material
(cavaco) da peccedila trabalhada por uma ferramenta de corte que deve ter uma dureza superior agrave
do material a ser cortado e possuir um soacute gume cortante [10]
As operaccedilotildees de usinagem podem ser divididas em desbaste e acabamento No
desbaste natildeo existe preocupaccedilatildeo com a qualidade da superfiacutecie uma vez que a prioridade eacute a
retirada de grande volume de material Jaacute no acabamento a prioridade estaacute em obter uma boa
rugosidade superficial e uma boa aparecircncia da superfiacutecie ou entatildeo o que estiver especificado
em projeto [9]
No torneamento a ferramenta penetra na peccedila cujo movimento rotativo ao redor de
seu eixo permite o corte contiacutenuo e regular do material A forccedila necessaacuteria para retirar o
cavaco eacute feita sobre a peccedila enquanto a ferramenta firmemente presa ao porta-ferramenta
contrabalanccedila a reaccedilatildeo dessa forccedila Para realizar o torneamento satildeo necessaacuterios trecircs
movimentos relativos entra a peccedila e a ferramenta (Figura 3)
bull Movimento de corte eacute o movimento principal que permite cortar o material O
movimento eacute rotativo e realizado pela peccedila
bull Movimento de avanccedilo eacute o movimento que desloca a ferramenta
longitudinalmente agrave peccedila
bull Movimento de penetraccedilatildeo eacute o movimento que determina a profundidade de
corte ao deslocar a ferramenta radialmente contra a peccedila e assim regular a
profundidade de corte do passe e a espessura do cavaco
Figura 3 Representaccedilatildeo esquemaacutetica de torneamento [11 Modificado] [11]
MOVIMENTO DE
PENETRACcedilAtildeO
MOVIMENTO
DE AVANCcedilO
MOVIMENTO DE
CORTE
8
Assim como nos outros processos de usinagem o que define como a operaccedilatildeo de
torneamento a ser realizada satildeo os paracircmetros da usinagem Esses paracircmetros precisam ser
bem estudados e definidos para o torneamento produzir peccedilas em conformidade com o projeto
e ao mesmo tempo preservar ao maacuteximo a ferramenta de corte Para o torneamento pode-se
definir como principais paracircmetros de corte [12]
bull Velocidade de Corte (Vc) velocidade perifeacuterica da ponta da ferramenta na peccedila
conforme mostrado na Equaccedilatildeo 21
119881119888 =
120587 lowast 119889 lowast 119899
1000(
119898
119898119894119899)
(21)
d = diacircmetro em mm
n = rotaccedilatildeo em rpm
bull Avanccedilo (a) Deslocamento que a ferramenta faz em uma volta da peccedila O avanccedilo
eacute dado por mmrot
bull Velocidade de avanccedilo (Va) Medida do deslocamento que a ferramenta faz por
unidade de tempo conforme mostrado na Equaccedilatildeo 22
119881119886 = 119886 lowast 119899 (119898119898
119898119894119899)
(22)
bull Profundidade de corte (p) Medida linear da penetraccedilatildeo que a ferramenta faz na
peccedila em cada passe conforme mostrado na Equaccedilatildeo 23
119901 =
119863 minus 119889
2(119898119898)
(23)
D = diacircmetro inicial em mm (antes do passe)
d = diacircmetro final em mm (apoacutes o passe)
A busca por aumento de produtividade nos processos de usinagem vem de longa data
Taylor procurava melhorar o material usado para confeccionar as ferramentas de corte e seus
estudos renderam o desenvolvimento dos accedilos raacutepidos para ferramentas de corte Com a
criaccedilatildeo deste material se tornou possiacutevel elevar a velocidade da usinagem sem trazer grandes
prejuiacutezos agraves ferramentas e assim aumentar a produtividade do processo [13]
9
Com o decorrer dos anos diversas outras contribuiccedilotildees surgiram para poder fazer a
usinagem com velocidades de corte cada vez mais elevadas Essas contribuiccedilotildees foram em
diferentes aacutereas como os materiais para as ferramentas e na elaboraccedilatildeo de maacutequinas-
ferramentas que fossem capazes de suportar tamanhas velocidades e consequentemente as
solicitaccedilotildees que esse tipo de usinagem impotildee na maacutequina [13]
A usinagem em alta velocidade de corte ou HSM (High Speed Machining) ou HSC
(High Speed Cutting) eacute reconhecida como uma importante tecnologia de usinagem em
desenvolvimento e implantaccedilatildeo Esse modo de operaccedilatildeo tem como principal vantagem a
possibilidade de executar usinagem com velocidades de corte cinco a dez vezes maiores do
que as normalmente utilizadas e com avanccedilo e profundidade de corte menores do que os
adotados na usinagem convencional Embora possa ser utilizada em operaccedilotildees de desbaste a
sua aplicaccedilatildeo eacute sobretudo indicada para semi-acabamento e acabamento [14]
A definiccedilatildeo de ldquoalta velocidade de corterdquo eacute relativa pois essa definiccedilatildeo diz respeito ao
material a ser usinado da ferramenta de corte e do processo de usinagem Isto significa dizer
que dependendo da configuraccedilatildeo da operaccedilatildeo ela pode ser considerada em alta velocidade
para um material e baixa para outro por exemplo com uma ferramenta de accedilo raacutepido para
usinagem de um material de baixa resistecircncia os valores dos paracircmetros podem ser
aumentados jaacute para a usinagem de materiais de elevadas resistecircncias esses mesmos
paracircmetros satildeo reduzidos para preservar a peccedila e a ferramenta de corte [13] Por mais incerto
que ainda seja definir quais paracircmetros satildeo considerados alta velocidade Muumlller e Soto 1999
[15] estipularam faixas de velocidades de corte e sua caracterizaccedilatildeo conforme a Figura 4
Figura 4 Faixa de velocidade de corte para diversas operaccedilotildees de usinagem [15
Modificado][15]
10
A seleccedilatildeo cuidadosa dos paracircmetros de corte corretos de usinagem tem forte influecircncia
na obtenccedilatildeo de uma boa integridade superficial Este termo foi primeiramente discutido por
Field e Kahles et al (1964) [16] para eles a Integridade Superficial eacute um meio de definir os
aspectos superficiais em termos da performance de um componente em serviccedilo
Adicionalmente segundo Griffths et al (1989) [17] tambeacutem tem valor topoloacutegico mecacircnico
quiacutemico e metaluacutergico como rugosidade variaccedilotildees de dureza mudanccedilas microestruturais e
tensotildees residuais
Para os processos de usinagem a rugosidade tem grande importacircncias pois a mesma eacute
fundamental para o controle da qualidade das peccedilas produzidas A rugosidade pode ser
definhada como a topografia em escala microscoacutepica apoacutes um processo de retirada de material
como a usinagem Os fatores que contribuem com a rugosidade normalmente estatildeo mais
relacionados com os paracircmetros de processo do que com o maquinaacuterio Alguns exemplos satildeo
marcas deixadas pela ferramenta devido a fragmentos ou ao gume de corte geraccedilatildeo de
rebarba do material durante o corte forma geomeacutetrica da ferramenta quebra de cavaco entre
outros [9]
Dentre os paracircmetros utilizados na avaliaccedilatildeo da rugosidade o mais comumente
empregado eacute o da rugosidade meacutedia (Ra) [18] Tal paracircmetro eacute obtido atraveacutes da meacutedia
aritmeacutetica do perfil da superfiacutecie em relaccedilatildeo a uma linha meacutedia definida atraveacutes de um
comprimento de amostra [19] [20] Segundo Machado et al (2009) [9] outro paracircmetro
largamente utilizado eacute o da rugosidade Total (Rt) que consiste na distacircncia total entre o maior
pico e o vale mais profundo A Figura 5 mostra a representaccedilatildeo graacutefica de ambos os
paracircmetros Ra e Rt
Figura 5 Rugosidades Ra e Rt [21]
11
Segundo Griffths et al (2001) [12] o torneamento produz efeitos termomecacircnicos
que estatildeo diretamente relacionados agrave integridade superficial da peccedila usinada O efeito
mecacircnico adveacutem principalmente das tensotildees de cisalhamentos desenvolvidas no processo
sendo estas distribuiacutedas em trecircs zonas A chamada zona primaacuteria ocorre na peccedila a medida que
o material eacute removido e convertido em cavaco a secundaacuteria fica localizada na parte inferior
do cavaco a medida que este eacute forccedilado contra a ferramenta e a terciaacuteria ocorre na parte
inferior da ferramenta agrave medida que esta eacute arrastada sobre o material receacutem cortado As
tensotildees primaacuterias e terciaacuterias afetam a superfiacutecie da peccedila cortada jaacute a secundaacuteria natildeo como
mostra a Figura 6 [12]
Adicionalmente pode-se relacionar essas zonas com os raios da ponta das ferramentas
e seu desgaste na integridade superficial da peccedila Em uma ferramenta afiada a ponta da
ferramenta tem um raio de tiacutepico de 8 microm Com o uso da ferramenta e sua degradaccedilatildeo o raio
da ponta aumenta levando a uma planificaccedilatildeo da face da ferramenta em contato com a peccedila e
aumentado os valores do acircngulo de inclinaccedilatildeo Com este aumento o material que se encontra
na ponta da ferramenta eacute forccedilado para frente e comprimido contra a superfiacutecie do material
Quando o acircngulo de inclinaccedilatildeo chega a um valor criacutetico segundo Griffths et al (2001) [12]
maior que -75deg a ferramenta deixa de cortar e passa a criar protuberacircncias no material
degradando a integridade superficial do mesmo
Figura 6 Zonas de esforccedilo cisalhante na ferramenta durante o torneamento [12 Modificado]
[12]
Ainda com relaccedilatildeo ao raio da ponta da ferramenta e seu desgaste sabe-se que
ferramentas afiadas geram temperaturas comparativamente menores que uma natildeo afiada
Segundo Griffths et al (2001) [12] uma ferramenta gasta pode gerar temperaturas proacuteximas a
700degC dependendo dos paracircmetros de corte aplicados Considerando que a temperatura de
12
transformaccedilatildeo microestrutural de algumas fases presentes em peccedilas de accedilo estaacute em torno de
723degC pode-se concluir que a usinagem nessas condiccedilotildees pode resultar em transformaccedilatildeo de
fase
Todos estes fatores contribuem para a geraccedilatildeo de tensotildees residuais associadas a um
material torneado Entatildeo pode-se concluir que estas tensotildees podem apresentar diferentes
perfis dependendo de quatildeo gasta a ferramenta estaacute da presenccedila de lubrificaccedilatildeo e das
condiccedilotildees de operaccedilatildeo aleacutem de estarem diretamente relacionadas aos paracircmetros de corte
Normalmente o consenso eacute de que se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser
compressivas enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [12]
221 ndash Torneamento do accedilo 4140
Na literatura satildeo encontrados vaacuterios trabalhos que tecircm como objetivo estudar a
influecircncia dos paracircmetros de corte no desgaste das ferramentas de corte e principalmente na
integridade superficial das peccedilas produzidas Em particular os accedilos 4140 tecircm sido
amplamente estudados neste acircmbito tendo em vista sua aplicaccedilatildeo na induacutestria
Ersan Aslan et al (2007) [22] estudaram os efeitos dos paracircmetros de corte do accedilo
AISI 4140 endurecido (63 HRc) com ferramenta de ceracircmica misturada com Al2O3 + TiCN
no torneamento a seco Neste trabalho concluiu que a velocidade de corte foi o uacutenico fator
estatisticamente significante no desgaste da ferramenta e embora natildeo estatisticamente
significante a profundidade de corte teve uma influecircncia fiacutesica na variaccedilatildeo dos resultados
Apesar de inesperado observaram que velocidades elevadas diminuiacuteam o desgaste da
ferramenta e dessa forma concluiu-se que para minimizar o desgaste da ferramenta
velocidades de corte maiores 250 mmin e niacuteveis reduzidos de profundidade de corte 025
ou 050 mm devem ter preferecircncia Tambeacutem foi relatado que soacute duas interaccedilotildees velocidade
de corte e avanccedilo e avanccedilo e profundidade de corte possuiacuteram significacircncia estatiacutestica na
rugosidade superficial Na anaacutelise dos resultados chegou-se ao consenso de que uma
velocidade de corte elevada 250 mmin uma profundidade de corte miacutenima 025 mm e um
avanccedilo intermediaacuterio 010 mmrev minimizava os valores da rugosidade superficial
Sudhansu et al (2015) [23] pesquisaram a rugosidade superficial e o desgaste da
aresta de corte no torneamento severo do AISI 4140 com dureza de 52 HRc com pastilhas de
ceracircmica misturada com Al2O3 + TiCN e revestidas com PVD-TiN Na pesquisa os
paracircmetros usados foram combinaccedilotildees de velocidades de corte de 100 170 e 240 mmin
13
avanccedilos de 005 010 e 015 mmrev e profundidades de corte de 01 02 e 03 mm Apoacutes a
conclusatildeo dos experimentos conseguiram obter uma superfiacutecie com oacutetimo acabamento com o
torneamento severo tendo como conclusatildeo que a rugosidade superficial era afetada
principalmente pelo avanccedilo e que a profundidade de corte teve impacto despreziacutevel a
velocidade de corte teve um efeito negativo para a rugosidade e que quatildeo maior era a
velocidade de corte empregada (acima de 170 mmin) pior era a rugosidade superficial
Assim como Ersan et al (2007) [22] os autores reafirmaram que a velocidade de corte eacute o
fator preponderante sobre o desgaste da aresta da ferramenta de corte e os efeitos da interaccedilatildeo
avanccedilo-profundidade de corte satildeo notavelmente mais significantes em comparaccedilatildeo com o
avanccedilo somente Ressalta-se tambeacutem que embora a influecircncia da profundidade de corte natildeo
ter sido observada como significante estatisticamente o desgaste da aresta eacute uma funccedilatildeo
crescente da profundidade de corte A rugosidade do accedilo AISI 4140 foi uma funccedilatildeo do perfil
da aresta da pastilha ceracircmica revestida com TiN Quando a velocidade de corte era
aumentada o perfil da aresta da ferramenta crescia e isso causou deterioraccedilatildeo da superfiacutecie
trabalhada Apesar do crescimento do perfil da aresta ter chegado ao limite permissiacutevel de 03
mm a rugosidade Ra natildeo excedeu 16 microm
Alajmi et al (2015) [24] fizeram um monitoramento termograacutefico da aresta de corte
de ferramentas revestidas e natildeo revestidas na busca de aprender sobre os paracircmetros de corte
e suas influecircncias nas ferramentas e no aporte teacutermico nas ferramentas Nesse monitoramento
usou-se os paracircmetros de velocidade de corte de 75 e 115 mmin avanccedilo de 018 e 032
mmrev profundidade de corte de 15mm e com velocidades de cortes de 115 e 75 mmin em
diferentes accedilos sendo um deles o 4140 Com base nos ensaios realizados os autores
observaram que a velocidade de corte natildeo teve efeito significante nas temperaturas
observadas diferente do avanccedilo que com a sua reduccedilatildeo resultava em maiores valores de
temperatura Com a deformaccedilatildeo da aresta de corte uma elevaccedilatildeo da temperatura foi
observada provavelmente pela maior aacuterea de contato causada por essa deformaccedilatildeo e a
temperatura produzida pelas ferramentas eram menores quando as ferramentas possuiacuteam
revestimento Observou-se tambeacutem a importacircncia do uso de revestimento nas ferramentas e
sua influecircncia nas temperaturas obtidas conforme apresenta a Tabela 3 e as Figuras 6 e 7
14
Tabela 3 Testes e paracircmetros de ferramentas revestidas e sem revestimento [24 Modificado] [24]
Teste (nuacutemero)
Paracircmetros de corte Velocidade (V)
mmin Avanccedilo (f)
mmrev Profundidade de corte
(d) mm Diacircmetro
(mm) N
(rpm) T1 115 032 15 100 360 T2 115 018 15 100 360 T3 75 032 15 100 250 T4 75 018 15 100 250
Figura 7 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
15
Figura 8 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
Akbar et al (2008) [25] fizeram uma anaacutelise experimental da particcedilatildeo teacutermica no
torneamento a seco do accedilo AISI 4140 aplicando diferentes velocidades de corte incluindo
velocidades convencionais e altas velocidades de torneamento (100 197 314 395 565 628
785 e 880 mmin) O avanccedilo e a profundidade de corte foram mantidos constantes (01
mmrev e 25mm respectivamente) e o comprimento cortado foi limitado a 5mm para
minimizar a variaccedilatildeo que o desgaste da ferramenta poderia trazer Foram usadas duas
ferramentas uma de metal duro sem revestimento e outra com revestimento de TiN
Observou-se uma variaccedilatildeo no comportamento das forccedilas de corte com o aumento da
velocidade corte Variando a velocidade de corte de 100 ateacute 395 mmin a forccedila de corte
diminuiacutea Entretanto na faixa de 395 e 565 mmin essa forccedila cresce junto com a elevaccedilatildeo da
velocidade Em seguida a forccedila torna a diminuir na regiatildeo de altas velocidades acima de 565
mmin
Neste mesmo trabalho revelou-se que para as ferramentas revestidas com TiN as
forccedilas de corte diminuiacuteram gradativamente quando a velocidade aumentava (de 100 ateacute 880
mmin) A medidas experimentais de forccedila de corte e de avanccedilo foram maiores para as
ferramentas natildeo-revestidas em todas as velocidades estudadas Relata-se que este fenocircmeno
pode ser decorrente da reduccedilatildeo da fricccedilatildeo e da adesatildeo com a peccedila que o revestimento de TiN
proporciona A forccedila de avanccedilo tambeacutem reduziu gradualmente com o aumento da velocidade
de corte em todos os testes tanto para as ferramentas com revestimento ou sem
16
23 ndash Tensotildees Residuais
Matsumoto et al (1986) [26] definiram tensatildeo residual como a tensatildeo que permanece
no componente apoacutes a solicitaccedilatildeo termomecacircnica agrave qual foi submetido Sua presenccedila pode ser
uacutetil ou deleteacuteria dependendo da sua natureza trativa ou compressiva e magnitude alta ou
baixa A classificaccedilatildeo atual dos tipos de tensotildees residuais eacute definida quanto a sua abrangecircncia
podendo ser classificadas como Tensotildees Macroscoacutepicas tambeacutem referenciada como Tipo I
Tensotildees Microscoacutepicas chamadas de Tipo II e Tensotildees submicroscoacutepicas ou Tipo III [27]
bull Tensotildees residuais do tipo I Satildeo tensotildees a niacuteveis macroscoacutepicos em uma escala
maior que o tamanho de gratildeo do material
bull Tensotildees residuais do tipo II Satildeo tensotildees microscoacutepicas que variam dentro da
escala de um gratildeo individual Tais tensotildees satildeo esperadas natildeo somente em
materiais com muacuteltiplas microestruturas mas inclusive em materiais que
possuem uma microestrutura uacutenica devido a anisotropia e o comportamento de
cada gratildeo
bull Tensotildees residuais do tipo III Tambeacutem satildeo tensotildees microscoacutepicas poreacutem esta
existe dentro do gratildeo Por isso muitas vezes satildeo chamadas de submicroscoacutepicas
Satildeo essencialmente resultado da presenccedila de descontinuidades e outros defeitos
da estrutura cristalina do material Normalmente vem acompanhada da Tensatildeo
de Tipo II
Na Figura 9 eacute apresentado um diagrama esquemaacutetico que mostra os 3 tipos de tensatildeo
residual (120590119868 120590119868119868 119890 120590119868119868119868) [27]
17
Figura 9 Desenho esquemaacutetico dos tipos de tensatildeo residual [27]
A anaacutelise das tensotildees residuais presentes nos componentes mecacircnicos bem como a
compreensatildeo do comportamento das propriedades mecacircnicas dos materiais quando sujeitos a
campos de tensotildees originados nos processos usinagem eacute de grande importacircncia para diversas
aacutereas Estaacute bem estabelecido que a presenccedila de tensotildees residuais compressivas na superfiacutecie
do material aumenta a sobrevida em fadiga pois a compressatildeo dificulta a nucleaccedilatildeo eou a
propagaccedilatildeo de trincas [28] Em contrapartida tensotildees trativas podem se somar agraves tensotildees de
trabalho mesmo no regime elaacutestico podendo levar a ruptura prematura do componente [29]
231 ndash Tensotildees Residuais em usinagem
As tensotildees residuais satildeo desenvolvidas em qualquer processo termomecacircnico sendo
essas tensotildees classificadas de acordo com sua origem em Teacutermica Quiacutemica e Mecacircnica
Entre as trecircs origens as tensotildees de origem teacutermica em um niacutevel macroscoacutepico satildeo
decorrentes de um aquecimento e resfriamento natildeo uniforme advindas de processos como a
usinagem e tratamentos teacutermicos Adicionalmente restriccedilotildees impostas por peccedilas de grande
volume podem levar ao desenvolvimento de tensotildees elevadas magnitudes devido ao
gradiente teacutermico entre a superfiacutecie e o nuacutecleo da peccedila Um exemplo eacute o processo de tempera
de um accedilo que leva a tensotildees compressivas na superfiacutecie balanceadas com tensotildees trativas no
centro do componente [27]
Tensotildees de origem quiacutemica se desenvolvem devido a mudanccedilas de volume associadas
com reaccedilotildees quiacutemicas precipitaccedilatildeo e transformaccedilatildeo de fase Tratamento quiacutemicos
18
superficiais e revestimento de materiais levam a um gradiente de tensatildeo residual de elevada
magnitude nas camadas superficiais [27] Como exemplo cita-se a nitretaccedilatildeo que tende a gerar
tensotildees compressivas na regiatildeo de difusatildeo por causa da expansatildeo estrutural e precipitaccedilatildeo de
nitretos [30]
O escoamento plaacutestico natildeo homogecircneo tambeacutem resulta em campos de tensatildeo residual
neste caso de origem mecacircnica Essas tensotildees podem se desenvolver de forma natural durante
o processo de fabricaccedilatildeo ou tratamento teacutermico dos materiais podendo ser tambeacutem
introduzidas de forma deliberada para o desenvolvimento de um perfil especiacutefico de tensatildeo
[27] Seja qual for o processo de usinagem de materiais metaacutelicos iraacute causar tensotildees residuais
que podem alcanccedilar valores proacuteximos ao limite de escoamento do material e influenciar na
vida em serviccedilo de componentes mecacircnicos Portanto definir o processo adequado para cada
aplicaccedilatildeo requer a previsatildeo de quatildeo elevada seraacute a tensatildeo residual gerada em funccedilatildeo dos
paracircmetros envolvidos no do processo utilizado [31]
Pesquisadores concordam que as tensotildees residuais de um componente satildeo um
conjunto das trecircs fontes de tensatildeo residual Muito dificilmente um componente soacute teraacute sido
submetido agrave processos que soacute resultem de uma soacute fonte de tensatildeo residual Especificamente
na usinagem os paracircmetros de corte utilizados na usinagem como velocidade de corte
velocidade de avanccedilo profundidade de corte aleacutem do estado da ferramenta e tipo de
lubrificaccedilatildeo empregadas podem levar a uma variaccedilatildeo significativa da taxa de produccedilatildeo e
tambeacutem nas tensotildees residuais presentes no componente usinado [32] Em geral o consenso eacute
de que na usinagem se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser compressivas
enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [14] Contudo Matsumoto et
al (1986) [26] afirmam que em funccedilatildeo da dureza do material a usinagem pode promover
tensotildees residuais de compressatildeo ou de traccedilatildeo Por exemplo para os accedilos de baixa dureza a
tensatildeo residual eacute trativa e para os accedilos com elevada dureza a tensatildeo residual eacute compressiva
232 ndash Tensotildees Residuais em torneamento
O estudo sobre tensotildees residuais em usinagem em particular no torneamento
aumentou nos uacuteltimos anos A necessidade de ganhar produtividade leva os setores de
usinagem a empregar paracircmetros de corte cada vez mais severos o que tende a mudar
19
significativamente o estado das tensotildees residuais principalmente as superficiais nos
componentes usinados
Capello et al (2004) [32] fizeram um estudo comparando a influecircncia dos paracircmetros
de corte no torneamento de diferentes materiais nas tensotildees residuais obtidas Nesse trabalho
foi utilizada uma velocidade de corte fixa e quatro paracircmetros distintos profundidade de
corte avanccedilo raio da ponta da ferramenta e acircngulo de entrada para 3 accedilos diferentes Um accedilo
com propriedades mecacircnicas elevadas (39NiCrMo3) o segundo com propriedades
intermediaacuterias (C45 steel) e o terceiro com propriedades baixas (Fe370) Pelos resultados
obtidos foi verificado que os paracircmetros que se expressavam mais nas tensotildees residuais
foram o avanccedilo colocado na maacutequina e o raio da ferramenta Com a elevaccedilatildeo do valor do
avanccedilo e com o aumento do raio da ferramenta as tensotildees geradas resultantes se
pronunciavam com caraacuteter trativo
Garcia et al (2012) [33] realizaram um estudo sobre o efeito dos paracircmetros de corte
na geraccedilatildeo das tensotildees residuais superficiais no torneamento de um accedilo AISI 4340 Como
principais conclusotildees esse trabalho mostrou que com o aumento da velocidade de corte as
tensotildees residuais tendiam a serem menos trativas Contudo as tensotildees residuais tendem a ser
mais trativas com o aumento do avanccedilo possivelmente em virtude do aumento da temperatura
de corte e a rugosidade superficial tambeacutem se elevava Logo a integridade superficial
piorava com o aumento do avanccedilo de corte A Figura 10 mostra as curvas obtidas nas direccedilotildees
de avanccedilo (longitudinal) e direccedilatildeo de corte (circunferencial) onde eacute possiacutevel observar o
comportamento trativo das tensotildees residuais Esses dados indicando que os fatores (teacutermico
deformaccedilatildeo plaacutestica e de transformaccedilatildeo fase) responsaacuteveis pela geraccedilatildeo das tensotildees
superficiais mudam de acordo com o campo da velocidade de corte empregado Neste caso
para velocidades menores o fator mais expressivo eacute a temperatura que gera tensotildees teacutermicas
de traccedilatildeo e para velocidades mais elevadas as tensotildees geradas pela transformaccedilatildeo de fase
eou de deformaccedilatildeo plaacutestica eram as que adquiriam maior importacircncia
20
Figura 10 Tensotildees residuais medidas na direccedilatildeo de longitudinal (a) e na direccedilatildeo
circunferencial (b) [33]
21
233 ndash Tensometria por difraccedilatildeo de Raios-X
Existem diversas teacutecnicas experimentais de se obter os valores de tensatildeo residual
Bordinassi et al (2006) [34] citam que atualmente os dois meacutetodos mais utilizados satildeo o do
furo cego e a tensometria por difraccedilatildeo de raios-X sendo este uacuteltimo o mais utilizado dentre os
dois Martins et al (2004) [35] afirmam tambeacutem que o meacutetodo por difraccedilatildeo de raios-X
apresenta os melhores resultados quando comparado com o meacutetodo micromagneacutetico e
meacutetodo do furo Todas essas teacutecnicas podem ser classificadas de acordo com o niacutevel de dano
introduzido no material em [36]
bull Destrutivas processos que para obtenccedilatildeo das informaccedilotildees de deformaccedilatildeo
necessaacuterias para a anaacutelise das tensotildees residuais comprometem ou
impossibilitam o uso da amostra analisada
bull Natildeo destrutivos natildeo precisam da remoccedilatildeo material e natildeo provocam qualquer
tipo de dano durante a mediccedilatildeo de tensotildees residuais
bull Parcialmente destrutivas alguns autores como Hilson et al (2009) [36]
defendem que existe uma terceira categoria que eacute caracterizada pelo dano na
peccedila poreacutem com possibilidade de utilizaccedilatildeo da amostra como ilustra a Figura
11
Figura 11 Classificaccedilatildeo dos processos de mediccedilatildeo de tensotildees residuais [37]
22
Aleacutem dos danos causados no material outros fatores devem ser levados em
consideraccedilatildeo ao escolher a teacutecnica adequada Satildeo eles [27]
bull Fatores relativos a praticidade custo e disponibilidade do equipamento
portabilidade velocidade de mediccedilatildeo existecircncia de procedimento padronizado e
niacutevel de habilidade requerida do operador
bull Fatores relativo ao material classe do material que pode ser analisado por uma
teacutecnica particular preparaccedilatildeo preacutevia da superfiacutecie e necessidade de propriedades
especiacuteficas
bull Fatores relativos a mediccedilatildeo resoluccedilatildeo penetraccedilatildeo tipo de tensatildeo detectada
gradiente de tensatildeo incerteza e aacuterea ou volume de anaacutelise
A maioria das teacutecnicas existentes satildeo capazes de medir tensotildees residuais do tipo I
Poreacutem somente algumas como difraccedilatildeo de raios-X possuem a resoluccedilatildeo necessaacuteria para
medir tensotildees residuais de tipo II E mesmo com bons niacuteveis de resoluccedilatildeo as incertezas das
mediccedilotildees podem ser elevadas chegando a 30 do valor medido [27] Um resumo desses
fatores estaacute descrito na Tabela 4
Tabela 4 Teacutecnicas e caracteriacutesticas para determinaccedilatildeo da tensatildeo residual [27 Modificado] [27]
Teacutecnica Velocidade Penetraccedilatildeo Aacuterea de anaacutelise
Resoluccedilatildeo Tipo de Tensatildeo
Furos Cego
Raacutepida Meacutedia
Igual ao tamanho do furo
1-2 mm diacircmetro
50 -100 microm I
Difraccedilatildeo de Raio-X
Raacutepida Meacutedia
Ateacute 1 mm 01 ndash 1 mmsup2 20 microm I e II
Ultrassom Raacutepida gt100 mm 1-400 mmsup2 1 mm I
Magneacutetica Raacutepida 20 a 300 microm gt2 mmsup2 5 mm I
A teacutecnica utilizada nos procedimentos experimentais deste trabalho foi a de difraccedilatildeo
de Raios X Atraveacutes desta teacutecnica a deformaccedilatildeo causada na superfiacutecie eacute obtida pela razatildeo da
variaccedilatildeo da distacircncia interplanar pela distacircncia livre de deformaccedilatildeo Como pode ser
observado na Figura 12 o paracircmetro chamado de distacircncia interplanar eacute representado pela
letra ldquodrdquo Esta distacircncia eacute entatildeo convertida em tensatildeo segundo equaccedilotildees derivadas da teoria
da elasticidade [38] ou seja a variaccedilatildeo da distacircncia entre planos cristalinos induzida pela
presenccedila de tensotildees eacute medida com base na lei de Bragg e as tensotildees satildeo calculadas
23
assumindo-se que a distorccedilatildeo ocorre no regime elaacutestico Desta forma somente a parte elaacutestica
do campo de deformaccedilotildees eacute medida uma vez que a deformaccedilatildeo plaacutestica natildeo afeta os
paracircmetros cristalinos Como dito anteriormente esta eacute uma teacutecnica natildeo destrutiva e como a
maioria das teacutecnicas natildeo destrutivas eacute limitada agraves camadas superficiais na ordem de 10 microm
[35]
Figura 12 Difraccedilatildeo de raios-X em cristais simples carregados e descarregados [39]
Bragg descreve a difraccedilatildeo de raios X no estado inicial natildeo deformado como uma
reflexatildeo segundo alguns planos cristalinos Estes planos possuem uma distacircncia ldquodrdquo chamada
de distacircncia interplanar Um feixe paralelo de raios-X de comprimento de onda λ que incide
na superfiacutecie deste material com um acircngulo de incidecircncia θ iraacute sofrer uma difraccedilatildeo sob o
mesmo acircngulo θ desde que a equaccedilatildeo de Bragg seja satisfeita (equaccedilatildeo 31)
119899 = 2119889 ∙ 119904119890119899120579 (31)
24
Entatildeo ao utilizar um feixe de raios-X monocromaacuteticos (λ = constante) o valor do
acircngulo θ referente a uma intensidade maacutexima de difraccedilatildeo depende somente da distacircncia
interplanar ldquodrdquo
A derivada da expressatildeo de Bragg indica que
∆119889
119889+
119888119900119904120579
119904119890119899120579∙ ∆120579 = 0 (32)
120576 = minus∆120579 ∙ cot 119892120579 (33)
∆120579 = 120579119888119900119898 119905119890119899119904atilde119900 minus 120579119904119890119898 119905119890119899119904atilde119900 (34)
Medindo ∆120579 pode-se calcular a deformaccedilatildeo e consequentemente a respectiva tensatildeo
residual Vaacuterios meacutetodos satildeo propostos para determinaccedilatildeo das deformaccedilotildees segundo a
difraccedilatildeo de raiosndashX [39] [40] Poreacutem no escopo deste trabalho seraacute tratado somente o meacutetodo
do sensup2 Segundo Bordinassi et al (2006) [34] este meacutetodo tem sua maior aplicabilidade
quando se busca maior exatidatildeo nas medidas cujas amostras possuem um certo grau de
textura Este meacutetodo nada mais eacute que a adequaccedilatildeo da Equaccedilatildeo 33 utilizando coordenadas
polares (Figura 13) ao estado real de tensotildees que resulta em
120576(120593) = cot 119892120579 ∙ (120579120593 minus 120579119900) (35)
Figura 13 Sistema de coordenadas polares [41 Modificado] [41]
Sabendo que
25
120576120593 = (1205901 ∙ 1198881199001199042120593 + 1205902 ∙ 1199041198901198992120593)1199041198901198992 minus 120583(1205901 + 1205902 + 1205903)
119864 (36)
Mantendo o acircngulo 120593 fixo e determinando a diferenccedila entre as deformaccedilotildees em duas
direccedilotildees distintas atraveacutes do acircngulo obtemos
120576(1205932) minus 120576(1205931) = cot 119892120579119900 ∙ (1205791205932minus 1205791205931
) (37)
Reescrevendo o primeiro termo da equaccedilatildeo 36 em funccedilatildeo da diferenccedila de deformaccedilatildeo
entre duas direccedilotildees diferentes temos
120576(1205932) minus 120576(1205931) =(1 + 120583) ∙ 120590120593 ∙ (11990411989011989922 minus 11990411989011989921)
119864 (38)
Substituindo o primeiro membro da Equaccedilatildeo 38 pelo segundo membro da equaccedilatildeo 37
obteacutem-se a equaccedilatildeo utilizada na mediccedilatildeo de tensotildees residuais
120590120593 =119864
(1 + 120583)∙ cot 119892120579119900 ∙
(1205791205932minus 1205791205931
)
(11990411989011989922 minus 11990411989011989921) (38)
O graacutefico da Figura 14 eacute obtido pela plotagem das variaccedilotildees dos acircngulos de difraccedilatildeo
2θ com as variaccedilotildees dos acircngulos de incidecircncia dos raios-X Podemos observar a partir da
equaccedilatildeo 38 que a tensatildeo residual eacute diretamente proporcional agrave derivada de 2θ em funccedilatildeo de
sensup2ψ
Figura 14 Estado de tensatildeo do material em funccedilatildeo do declive da curva 2θ x sensup2ψ [41]
26
Capiacutetulo 3
Materiais e Meacutetodos
A realizaccedilatildeo do procedimento experimental teve algumas fases dentre as quais pode-
se citar a preparaccedilatildeo das amostras torneamento em alta velocidade mediccedilatildeo das tensotildees
residuais superficiais por difraccedilatildeo de raios-x e anaacutelise dos resultados Os itens subsequentes
descrevem em detalhes todos os meacutetodos equipamentos e procedimentos utilizados neste
trabalho
31 ndash Material
O material utilizado na confecccedilatildeo das amostras foi o accedilo SAE 4140 cuja a dureza
medida foi de aproximadamente 15 HRc Este accedilo foi adquirido em barras de duas polegadas
de diacircmetro por 120 mm de comprimento e em cada barra foi confeccionado 4 amostras
conforme a Figura 15
Figura 15 Representaccedilatildeo esquemaacutetica das amostras
27
32 ndash Preparaccedilatildeo das amostras
A amostra foi usinada no torno mecacircnico convencional do Laboratoacuterio de Pesquisa em
Usinagem (LABUS) do Centro Federal de Ensino Tecnoloacutegico Celso Suckow da Fonseca
(CEFET ndash RJ Maracanatilde) conforme a Figura 16 Na operaccedilatildeo foi utilizado fluido de corte
para tentar amenizar a influecircncia desta usinagem no resultado final
Figura 16 Torno utilizado na preparaccedilatildeo da amostra
A partir dos resultados obtidos das tensotildees residuais apoacutes a usinagem no torno
convencional constatou-se que as medidas foram muito aleatoacuterias devido ao desgaste da
ferramenta utilizada e entatildeo optou-se por realizar um tratamento teacutermico de aliacutevio de tensotildees
(TTAT) para evitar que os resultados da usinagem principal fossem influenciados pela
operaccedilatildeo anterior As amostras foram aquecidas agrave uma taxa de aproximadamente 175 ordmC
min Apoacutes atingida e estabilizada a temperatura de 600degC a amostra permaneceu nesta
condiccedilatildeo por 2 horas sendo posteriormente resfriada no forno Os valores das tensotildees foram
medidos novamente apoacutes o tratamento
28
33 ndash Torneamento em Alta Velocidade
O torno utilizado nas operaccedilotildees em alta velocidade foi o centro de torneamento Romi
modelo Centur 30D conforme apresenta a Figura 17 capaz de operar em uma faixa em
velocidades entre 4 a 4000 rpm e com potecircncia de 10 CV
Figura 17 CNC Romi Centur 30D
De acordo com as caracteriacutesticas do torno foram escolhidos os paracircmetros mostrados
na Tabela 5 que podem se enquadrar no regime de torneamento em alta velocidade A
profundidade de corte (ap) tambeacutem foi modificada entre as condiccedilotildees [33] Entatildeo o
torneamento das amostras foi fundamentado em um experimento fatorial de quatro
combinaccedilotildees sendo duas repeticcedilotildees para cada combinaccedilatildeo Foi usado um avanccedilo (a)
constante para todas as condiccedilotildees de 02 mmrot A programaccedilatildeo utilizada pode ser
encontrada no Anexo A
Tabela 5 Tabela das Condiccedilotildees
Condiccedilatildeo A B Vc [mmin] ap [mm]
1 -1 -1 500 01
2 -1 1 500 02
3 1 -1 600 01
4 1 1 600 02
29
Onde
Fatores A Velocidade de Corte (Niacuteveis 119881minus1 = 500 119898119898119894119899 e 119881+1 = 600 119898119898119894119899)
B Profundidade de Corte (Niacuteveis 119865minus1 = 01 119898119898 ou 119865+1 = 02 119898119898)
Tratamentos
119881minus1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 02 mm
119881minus1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 02 mm
Unidade
Experimental Mega Pascal
As ferramentas utilizadas foram os insertos VBMT 160408-PM4325 da Sandvik com
geometria mostrada na Figura 18 Para cada condiccedilatildeo foi utilizado um soacute gume de corte para
garantir a uniformidade da aresta de corte e evitar que o desgaste da ferramenta influenciasse
nos resultados finais A Tabela 6 fornece as principais caracteriacutesticas do inserto
Figura 18 Insertos utilizados no torneamento
Tabela 6 Propriedades do inserto
Tamanho Efetivo da aresta de corte (LE) 15806 mm
Diacircmetro ciacuterculo inscrito (IC) 9525 mm
Raio da ponta (RE) 0794 mm
Espessura (S) 4763 mm
30
34 ndash Mediccedilatildeo das tensotildees residuais
As mediccedilotildees de tensotildees residuais foram realizadas no Laboratoacuterio de Anaacutelise de
Tensotildees (LAT) do Departamento de Engenharia Mecacircnica da Universidade Federal
Fluminense (UFF) A teacutecnica adotada foi a de tensometria por difraccedilatildeo de raios-X utilizando-
se o equipamento de anaacutelise de tensotildees da Stressrad (Figura 19)
Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra
As amostras foram medidas em duas direccedilotildees longitudinal (L) e circunferencial copy
conforme detalha a Figura 20 Os seguintes paracircmetros foram adotados
Radiaccedilatildeo Crκα (λ=22809Å) difratando o plano cristalograacutefico (211) da ferrita
Acircngulo de difraccedilatildeo de ferrita (2θ) 1562ordm
Acircngulos Ψ 0ordm 21ordm 30ordm 38ordm 45ordm
Tempo de exposiccedilatildeo ao Raio-X 45s para cada acircngulo Ψ
FONTE DE ALTA TENSAtildeO
AMOSTRA SOFTWARE
TUBO DE Crκα
GONIOcircMETRO
31
Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial
A rugosidade superficial das amostras foi medida com o rugosiacutemetro da Taylor
Hobson Precision Surtronic 25 (Figura 21) As mediccedilotildees foram feitas em pontos distintos da
amostra no sentido longitudinal procurando obter o resultado que melhor representasse a
rugosidade real das amostras Foram realizadas 7 medidas em cada amostra
O paracircmetro adotado foi a rugosidade meacutedia (Ra) na qual o comprimento de mediccedilatildeo
foi de L= 400 e o de amostragem igual a La = 08mm O raio da ponta do apalpador eacute de
5microm conferindo ao equipamento uma resoluccedilatildeo de 001microm com precisatildeo de 2 do valor
medido
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson
32
Capiacutetulo 4
Resultados e discussotildees
As anaacutelises inicias foram com base nos valores de tensatildeo residuais (TR) sendo as
medidas realizadas apoacutes a preparaccedilatildeo das amostras mas devido a heterogeneidade
apresentada pelas mesmas foi realizado um TTAT Apoacutes o tratamento teacutermico obteve-se uma
meacutedia de -144 MPa nas tensotildees residuais longitudinais (L) e de -142 MPa na direccedilatildeo
circunferencial (C) com erro de aproximadamente 15 MPa Apoacutes a usinagem principal as
tensotildees residuais foram medidas novamente e a Tabela 7 apresenta os valores obtidos em
todas as amostras
Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem
Condiccedilatildeo Amostra Tensatildeo Residual [MPa]
Longitudinal (L) Circunferencial (C)
1 2D -183 plusmn 20 435 plusmn 31
2C 67 plusmn 1 550 plusmn 16
2 2B -162 plusmn 33 498 plusmn 0
2A 179 plusmn 25 508 plusmn 101
3 1D -260 plusmn 75 291 plusmn 41
1C -90 plusmn 0 405 plusmn 33
4 1B 97 plusmn 23 369 plusmn 1
1A 125 plusmn 6 262 plusmn 8
A Figura 22 mostra os valores das tensotildees residual nas direccedilotildees circunferencial e longitudinal
respectivamente Com base nos graacuteficos nota-se que o comportamento das TR
circunferenciais eacute homogecircneo e coerente com a literatura [33] onde com valores maiores de
velocidade de corte tem-se uma diminuiccedilatildeo na magnitude das tensotildees trativas Entretanto na
longitudinal haacute muita heterogeneidade nos valores o que torna difiacutecil a anaacutelise dos resultados
nesta direccedilatildeo
33
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Longitudinal
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
1 2 3 4Condiccedilotildees
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Condiccedilotildees
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial
A Tabela 8 apresenta a meacutedia das tensotildees para cada condiccedilatildeo tanto na direccedilatildeo
longitudinal quanto na transversal a fim de analisar a influecircncia de cada paracircmetro nas
tensotildees residuais gerados no torneamento Conforme valores apresentados as tensotildees
superficiais circunferenciais encontram-se no estado de traccedilatildeo enquanto as tensotildees na direccedilatildeo
longitudinal apresentam um misto de compressatildeo e traccedilatildeo
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual
Condiccedilatildeo Tensotildees residuais (MPa)
C L
1 4925 plusmn 5 -58 plusmn 3
2 503 plusmn 7 85 plusmn 5
3 348 plusmn 6 -175 plusmn 6
4 3155 plusmn 2 111 plusmn 4
34
Avaliando o graacutefico da Figura 23 eacute possiacutevel observar uma clara reduccedilatildeo nos valores
das tensotildees quando passamos do regime de velocidade de 500mmin (condiccedilotildees 1 e 2) para o
de 600mmin (condiccedilotildees 3 e 4) Isto sugere que a tendecircncia da tensatildeo residual eacute reduzir seu
valor com o aumento da velocidade de corte conforme previsto na literatura [33] para
condiccedilotildees de transiccedilatildeo baixa-alta velocidade de corte Este comportamento sugere que a
condiccedilatildeo um e dois encontram-se no limiar do regime de altas velocidades
Com relaccedilatildeo ao efeito da profundidade nota-se que o comportamento das tensotildees
residuais eacute resultado da combinaccedilatildeo entre profundidade e velocidade Quando se tem
velocidades de corte maior o aumento da profundidade tende a diminuir os valores das
tensotildees ou seja aumenta o efeito da deformaccedilatildeo plaacutestica sobre o gradiente teacutermico o que natildeo
eacute evidente para velocidades menores
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Profundidade
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial
Na direccedilatildeo longitudinal (Figura 24) percebe-se uma amplificaccedilatildeo do efeito da
profundidade de corte na tensatildeo residual com o aumento da velocidade de corte Para as
amostras que foram submetidas agrave maior velocidade de corte ocorreu um aumento expressivo
da diferenccedila dos valores de tensotildees residuais encontrados em funccedilatildeo de uma mesma
profundidade de corte utilizada Contudo considerando o desvio padratildeo entre as medidas natildeo
35
se pode concluir qual a tendecircncia das TR na direccedilatildeo longitudinal com essa quantidade de
amostras pois haacute muita heterogeneidade nas medidas
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
LongitudinalT
ensatilde
o R
esid
ual (
MP
a)
Profundidade
Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal
Com relaccedilatildeo agrave rugosidade a literatura [10] descreve que com o aumento da velocidade
de corte ocorre uma diminuiccedilatildeo dos valores meacutedios de rugosidade enquanto que o aumento
da profundidade de corte acarreta em valores maiores de rugosidade apesar deste uacuteltimo natildeo
impactar tanto nos resultados Analisando os valores de rugosidade apresentados na Figura 25
em conjunto com a Figura 26 nota-se que os menores valores meacutedios de rugosidade foram
obtidos para os maiores valores de velocidade de corte (condiccedilotildees 3 e 4) Contudo tambeacutem
fica claro que existe uma inconsistecircncia dos valores apresentados na condiccedilatildeo dois O valor
esperado para esta condiccedilatildeo era seguir a tendecircncia das condiccedilotildees trecircs e quatro ou seja o valor
meacutedio de rugosidade da condiccedilatildeo dois deveria ser da mesma magnitude do valor da condiccedilatildeo
um poreacutem superior assim como o da condiccedilatildeo quatro eacute maior do que o da condiccedilatildeo trecircs
36
01 0223
24
25
26
27
28
29
30Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Profundidade
Vc = 500 [mmin] Vc = 600 [mmin]
Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade
1 2 3 423
24
25
26
27
28
29
30 Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Condiccedilatildeo
Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial
Analisando a Figura 27 eacute perceptiacutevel que o aumento da profundidade de corte
ocasionou resultados com tensotildees longitudinais de natureza trativa Isso pode ser relacionado
37
com um possiacutevel fator teacutermico imposto pela maior profundidade de corte sendo mais
evidente com maiores valores de velocidade de corte Entretanto quando se compara tensotildees
residuais com rugosidade novamente natildeo haacute como chegar a conclusotildees
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
1 2 3 4
Longitudinal
Condiccedilotildees
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
24
26
28
30
Rug
osid
ade
(μm
)
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
vii
SUMAacuteRIO Introduccedilatildeo 1
11 ndash Motivaccedilatildeo 1
12 ndash Justificativa 2
13 ndash Objetivos 2
14 ndash Metodologia e Trabalho Realizado 2
Revisatildeo Bibliograacutefica 4
21 ndash Accedilo SAE 4140 4
22 ndash Torneamento 6
221 ndash Torneamento do accedilo 4140 12
23 ndash Tensotildees Residuais 16
231 ndash Tensotildees Residuais em usinagem 17
232 ndash Tensotildees Residuais em torneamento 18
233 ndash Tensometria por difraccedilatildeo de Raios-X 21
Materiais e Meacutetodos 26
31 ndash Material 26
32 ndash Preparaccedilatildeo das amostras 27
33 ndash Torneamento em Alta Velocidade 28
34 ndash Mediccedilatildeo das tensotildees residuais 30
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial 31
Resultados e discussotildees 32
Conclusotildees 38
Sugestotildees para trabalhos futuros 39
Bibliografia 40
Anexo 43
viii
LISTA DE FIGURAS Figura 1Matriz martensiacutetica do SAE 4140 (a) Tratamento teacutermico de tecircmpera (antes do revenido) (b) Tratamento teacutermico de tecircmpera (apoacutes o revenido) [6] 5 Figura 2Curva de dureza em funccedilatildeo da temperatura de revenido do accedilo 4140 (esquerda) Tenacidade em funccedilatildeo da temperatura de revenimento para o accedilo 4140 revenido por uma hora (direita) [8] 6
Figura 3 Representaccedilatildeo esquemaacutetica de torneamento [11 Modificado] 7 Figura4Faixa de velocidade de corte para diversas operaccedilotildees de usinagem [15 Modificado] 9 Figura 5 Rugosidades Ra e Rt [21] 10 Figura 6 Zonas de esforccedilo cisalhante na ferramenta durante o torneamento [12 Modificado] 11
Figura 7 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24 Modificado] 14
Figura 8 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24 Modificado] 15 Figura 9 Desenho esquemaacutetico dos tipos de tensatildeo residual [27] 17
Figura10Tensotildees residuais medidas na direccedilatildeo de longitudinal (a) e na direccedilatildeo circunferencial (b) [33] 20 Figura 11 Classificaccedilatildeo dos processos de mediccedilatildeo de tensotildees residuais [37] 21
Figura 12 Difraccedilatildeo de raios-X em cristais simples carregados e descarregados [39] 23 Figura 13 Sistema de coordenadas polares [41 Modificado] 24
Figura 14 Estado de tensatildeo do material em funccedilatildeo do declive da curva 2θ x sensup2ψ [41] 25 Figura 15 Representaccedilatildeo esquemaacutetica das amostras 26 Figura 16 Torno utilizado na preparaccedilatildeo da amostra 27
Figura 17 CNC Romi Centur 30D 28
Figura 18 Insertos utilizados no torneamento 29 Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra 30 Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras 31
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson 31
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial 33 Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial 34 Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal 35 Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade 36 Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial 36
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal 37
ix
LISTA DE TABELAS Tabela 1 Composiccedilatildeo quiacutemica accedilo SAE 4140 (em de peso) [4 Modificado] 4 Tabela2Propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140 em temperatura ambiente [3 Modificado] 4 Tabela 3 Testes e paracircmetros de ferramentas revestidas e sem revestimento [24 Modificado] 14 Tabela 4 Teacutecnicas e caracteriacutesticas para determinaccedilatildeo da tensatildeo residual [27 Modificado] 22 Tabela 5 Tabela das Condiccedilotildees 28 Tabela 6 Propriedades do inserto 29 Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem 32
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual 33
1
Capiacutetulo 1
Introduccedilatildeo
Com a crescente demanda por inovaccedilotildees nos processos produtivos e o niacutevel atual de
desenvolvimento das ferramentas de usinagem com novos materiais geometrias e coberturas
a usinagem de accedilo estaacute assumindo um grande destaque no meio industrial Nas operaccedilotildees de
acabamento em produccedilatildeo seriada o torneamento de peccedilas em accedilo estaacute se tornando uma
alternativa ao processo de retificaccedilatildeo reduzindo consideravelmente o tempo e o custo de
fabricaccedilatildeo possibilitando em alguns casos uma reduccedilatildeo de ateacute 60 [1] Contudo os
processos de usinagem induzem na camada superficial e subsuperficial da peccedila alguma
alteraccedilatildeo estrutural gerando tensotildees residuais que dependendo do seu sinal e magnitude
podem trazer benefiacutecios ou prejuiacutezos para a vida em serviccedilo da peccedila usinada [2]
Estudos de integridade superficial vem sendo desenvolvidos e aprimorados
continuamente visando a otimizaccedilatildeo dos paracircmetros de corte aplicados em operaccedilotildees de
usinagem principalmente no torneamento em altas velocidades Como se sabe a busca por
maior produtividade e reduccedilatildeo de custos eacute constante na aacuterea metal-mecacircnica Assim natildeo
basta aumentar o tempo de vida de uma ferramenta de corte eacute preciso compreender como os
paracircmetros de corte influenciam na qualidade e propriedade da peccedila produzida
11 ndash Motivaccedilatildeo
A necessidade de aumentar a produtividade incentiva os setores de usinagem a
empregar paracircmetros de corte cada vez mais severos o que tende a mudar significativamente
a integridade superficial das peccedilas fabricadas principalmente o estado das tensotildees residuais
As tensotildees residuais geradas durante a usinagem de determinado material dependem
especialmente do material da peccedila do tipo e geometria da ferramenta e dos paracircmetros de
usinagem tais como velocidade de corte avanccedilo e profundidade de corte Assim se torna de
fundamental importacircncia tecnoloacutegica o desenvolvimento de estudos sobre como os
paracircmetros de corte influenciam nas tensotildees residuais apoacutes processos de usinagem sobretudo
quando se tratar de processos em altas velocidades
2
12 ndash Justificativa
Pesquisas em usinagem satildeo realizadas constantemente O desenvolvimento dos
chamados processos de usinagem com alta velocidade de corte (HSC ndash High Speed Cutting ou
HSM ndash High Speed Machining) vem melhorando dia a dia a produtividade do setor com a
diminuiccedilatildeo do tempo de usinagem Entretanto por ser um processo severo tanto as
ferramentas de corte quanto as peccedilas produzidas podem sofrer danos irreversiacuteveis e prejudicar
todo o processo de fabricaccedilatildeo Neste acircmbito o estudo sobre como os paracircmetros de corte
influenciam na operaccedilatildeo e na qualidade da peccedila fabricada satildeo fundamentais para o contiacutenuo
desenvolvimento tecnoloacutegico da aacuterea de usinagem
13 ndash Objetivos
O estudo de processos de fabricaccedilatildeo por usinagem e suas influecircncias nas propriedades
macroscoacutepicas satildeo fundamentais para melhorar a produccedilatildeo e eficaacutecia dos procedimentos
adotados atualmente na induacutestria A intenccedilatildeo deste trabalho eacute contribuir com informaccedilotildees
sobre a integridade superficial resultante do torneamento em alta velocidade de componentes
mecacircnicos com foco nas tensotildees residuais geradas nesses processos que em funccedilatildeo da sua
natureza e magnitude podem ser beneacuteficas ou prejudiciais para a vida em serviccedilo da peccedila
usinada
14 ndash Metodologia e Trabalho Realizado
O presente trabalho foi realizado em cinco etapas Revisatildeo bibliograacutefica Materiais e
Meacutetodos Resultados e Discussotildees Conclusatildeo e Sugestotildees para trabalhos futuros aleacutem da
lista da bibliografia utilizada para a elaboraccedilatildeo do mesmo e anexo com o programa utilizado
no torno CNC
Na revisatildeo bibliograacutefica os conceitos e definiccedilotildees relevantes ao tema satildeo apresentados
para melhor embasamento teoacuterico do trabalho Em Materiais e Meacutetodos satildeo descritas todas as
etapas de trabalho para a obtenccedilatildeo dos dados Na parte experimental do trabalho usinagem
das amostras medidas de tensotildees residuais e rugosidade superficial No capiacutetulo Resultados e
Discussotildees eacute apresentada toda a anaacutelise sobre as tensotildees residuais geradas nos processos de
torneamento e satildeo estabelecidas correlaccedilotildees com os paracircmetros de corte e com a rugosidade
3
superficial medida apoacutes a usinagem e dados da literatura Por fim satildeo apresentadas as
conclusotildees obtidas neste estudo e sugeridos pontos importantes que podem ser desenvolvidos
com base neste para trabalhos futuros
4
Capiacutetulo 2
Revisatildeo Bibliograacutefica 21 ndash Accedilo SAE 4140
O accedilo SAE 4140 tambeacutem conhecido como accedilo-cromo-molibdecircnio eacute classificado
como accedilo meacutedio carbono ligado para beneficiamento Este accedilo possui teores de carbono entre
03 e 05 em sua estrutura explicando a classificaccedilatildeo de ser considerado um accedilo de meacutedio
carbono Podem ser utilizados a temperaturas de ateacute 480degC reduzindo drasticamente sua
resistecircncia com valores de temperatura maiores Esse material eacute aplicado na fabricaccedilatildeo de
automoacuteveis aviotildees virabrequins bielas eixos engrenagens armas parafusos equipamentos
para petroacuteleo dentre outros devido as exigecircncias de elevada dureza resistecircncia e tenacidade
[3] As Tabela 1 e 2 apresentam as faixas de composiccedilatildeo quiacutemica e propriedades mecacircnicas
do SAE 4140 respectivamente
Tabela 1 Composiccedilatildeo quiacutemica accedilo SAE 4140 (em de peso) [4 Modificado][4]
SAE C Mn P S Si Cr Mo
4140 038 ndash 043 075 ndash 100 003 maacutex 004 maacutex 015 ndash 035 08 ndash 110 015 ndash 025
Tabela 2 Propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140 em temperatura ambiente [3
Modificado] [3]
Densidade (103119896119892 1198983) 77 ndash 803
Coeficiente de Poisson 027 ndash 03
Moacutedulo de Young (GPa) 655
Resistecircncia agrave tensatildeo (MPa) 4171
Alongamento () 257
Reduccedilatildeo de Aacuterea () 569
Dureza (HB) - Temperado a 815 degC 197
Resistecircncia a Impacto (J) - Temperado a 815 degC
545
Na Figura 1a podemos ver a microestrutura do material apoacutes a tempera e apoacutes a
tempera mais revenido Nota-se que a estrutura eacute predominantemente martensiacutetica apoacutes a
tecircmpera conferindo ao material grande resistecircncia e dureza poreacutem baixa tenacidade A
5
transformaccedilatildeo ocorre quando a taxa de resfriamento brusca eacute raacutepida o suficiente para prevenir
a difusatildeo do carbono pois qualquer difusatildeo que por ventura ocorra resultaraacute na formaccedilatildeo das
fases ferrita e cementita A austenita possui estrutura CFC que sofre uma transformaccedilatildeo
polimoacuterfica para martensita tetragonal de corpo centrado (TCC) sendo formada por uma
soluccedilatildeo soacutelida supersaturada de carbono no ferro [5]
Apoacutes o revenimento (Figura 1b) houve a dissoluccedilatildeo da estrutura martensiacutetica que
passou a ser uma estrutura de martensita revenida que confere ao material propriedades
equilibradas de resistecircncia tenacidade e dureza Os pontos escuros satildeo resultado de ataque
dos agentes quiacutemicos utilizados na metalografia Juntos os tratamentos teacutermicos de tecircmpera e
revenido constituem o chamado tratamento de beneficiamento [6]
Figura 1 Matriz martensiacutetica do SAE 4140 (a) Tratamento teacutermico de tecircmpera (antes do
revenido) (b) Tratamento teacutermico de tecircmpera (apoacutes o revenido) [6]
A taxa de resfriamento no processo de tecircmpera afeta de forma substancial o resultado
do tratamento sendo dependente do meio de resfriamento que entra em contato com a
amostra Diante disso se o resfriamento controla a taxa de nucleaccedilatildeo e a do crescimento em
transformaccedilotildees difusionais a temperatura de transformaccedilatildeo determinaraacute a microestrutura final do
produto transformado [6] Com relaccedilatildeo ao revenido o mesmo tem por objetivo corrigir a
excessiva dureza e fragilidade do material melhorando sua ductilidade e resistecircncia ao
choque aleacutem de corrigir aliviar as tensotildees residuais provenientes da tempera [7] Na Figura 2
pode-se ver como a dureza e tenacidade satildeo afetadas pela temperatura de revenimento para o
accedilo 4140
6
Figura 2 Curva de dureza em funccedilatildeo da temperatura de revenido do accedilo 4140 (esquerda)
Tenacidade em funccedilatildeo da temperatura de revenimento para o accedilo 4140 revenido por uma hora
(direita) [8]
22 ndash Torneamento
O ato de trabalhar uma peccedila bruta com maacutequinas-ferramenta para conferir-lhe a forma
final desejada em especiacutefico envolvendo a retirada de material se chama usinagem Dentro
deste escopo existem diferentes processos como fresamento retificaccedilatildeo furaccedilatildeo
mandrilamento brochamento roscamento torneamento entre outros [9]
As peccedilas metaacutelicas fabricadas pelos processos metaluacutergicos convencionais - como
fundiccedilatildeo forjamento e etc ndash geralmente apresentam superfiacutecies grosseiras e que em alguns
casos exigem um determinado acabamento Por outro lado os processos citados nem sempre
permitem obter certas peculiaridades como saliecircncias ou reentracircncias furos rosqueados e
furos passantes por exemplo Assim a usinagem se torna necessaacuteria principalmente onde
essas geometrias natildeo conseguem ser alcanccediladas por outros tipos de processos de fabricaccedilatildeo
Dentre os processos de usinagem o torneamento eacute o processo de fabricaccedilatildeo mecacircnica
responsaacutevel em geral pela fabricaccedilatildeo de peccedilas de revoluccedilatildeo [10]
7
O torneamento eacute a operaccedilatildeo por intermeacutedio da qual um soacutelido indefinido eacute feito girar
ao redor do eixo da maacutequina operatriz denominada torno ao mesmo tempo que a ferramenta
de corte lhe retira material perifericamente de modo a transformaacute-lo numa peccedila bem definida
tanto em relaccedilatildeo agrave forma quanto as dimensotildees Como todos os trabalhos executados com
maacutequinas-ferramenta o torneamento ocorre mediante a retirada progressiva de material
(cavaco) da peccedila trabalhada por uma ferramenta de corte que deve ter uma dureza superior agrave
do material a ser cortado e possuir um soacute gume cortante [10]
As operaccedilotildees de usinagem podem ser divididas em desbaste e acabamento No
desbaste natildeo existe preocupaccedilatildeo com a qualidade da superfiacutecie uma vez que a prioridade eacute a
retirada de grande volume de material Jaacute no acabamento a prioridade estaacute em obter uma boa
rugosidade superficial e uma boa aparecircncia da superfiacutecie ou entatildeo o que estiver especificado
em projeto [9]
No torneamento a ferramenta penetra na peccedila cujo movimento rotativo ao redor de
seu eixo permite o corte contiacutenuo e regular do material A forccedila necessaacuteria para retirar o
cavaco eacute feita sobre a peccedila enquanto a ferramenta firmemente presa ao porta-ferramenta
contrabalanccedila a reaccedilatildeo dessa forccedila Para realizar o torneamento satildeo necessaacuterios trecircs
movimentos relativos entra a peccedila e a ferramenta (Figura 3)
bull Movimento de corte eacute o movimento principal que permite cortar o material O
movimento eacute rotativo e realizado pela peccedila
bull Movimento de avanccedilo eacute o movimento que desloca a ferramenta
longitudinalmente agrave peccedila
bull Movimento de penetraccedilatildeo eacute o movimento que determina a profundidade de
corte ao deslocar a ferramenta radialmente contra a peccedila e assim regular a
profundidade de corte do passe e a espessura do cavaco
Figura 3 Representaccedilatildeo esquemaacutetica de torneamento [11 Modificado] [11]
MOVIMENTO DE
PENETRACcedilAtildeO
MOVIMENTO
DE AVANCcedilO
MOVIMENTO DE
CORTE
8
Assim como nos outros processos de usinagem o que define como a operaccedilatildeo de
torneamento a ser realizada satildeo os paracircmetros da usinagem Esses paracircmetros precisam ser
bem estudados e definidos para o torneamento produzir peccedilas em conformidade com o projeto
e ao mesmo tempo preservar ao maacuteximo a ferramenta de corte Para o torneamento pode-se
definir como principais paracircmetros de corte [12]
bull Velocidade de Corte (Vc) velocidade perifeacuterica da ponta da ferramenta na peccedila
conforme mostrado na Equaccedilatildeo 21
119881119888 =
120587 lowast 119889 lowast 119899
1000(
119898
119898119894119899)
(21)
d = diacircmetro em mm
n = rotaccedilatildeo em rpm
bull Avanccedilo (a) Deslocamento que a ferramenta faz em uma volta da peccedila O avanccedilo
eacute dado por mmrot
bull Velocidade de avanccedilo (Va) Medida do deslocamento que a ferramenta faz por
unidade de tempo conforme mostrado na Equaccedilatildeo 22
119881119886 = 119886 lowast 119899 (119898119898
119898119894119899)
(22)
bull Profundidade de corte (p) Medida linear da penetraccedilatildeo que a ferramenta faz na
peccedila em cada passe conforme mostrado na Equaccedilatildeo 23
119901 =
119863 minus 119889
2(119898119898)
(23)
D = diacircmetro inicial em mm (antes do passe)
d = diacircmetro final em mm (apoacutes o passe)
A busca por aumento de produtividade nos processos de usinagem vem de longa data
Taylor procurava melhorar o material usado para confeccionar as ferramentas de corte e seus
estudos renderam o desenvolvimento dos accedilos raacutepidos para ferramentas de corte Com a
criaccedilatildeo deste material se tornou possiacutevel elevar a velocidade da usinagem sem trazer grandes
prejuiacutezos agraves ferramentas e assim aumentar a produtividade do processo [13]
9
Com o decorrer dos anos diversas outras contribuiccedilotildees surgiram para poder fazer a
usinagem com velocidades de corte cada vez mais elevadas Essas contribuiccedilotildees foram em
diferentes aacutereas como os materiais para as ferramentas e na elaboraccedilatildeo de maacutequinas-
ferramentas que fossem capazes de suportar tamanhas velocidades e consequentemente as
solicitaccedilotildees que esse tipo de usinagem impotildee na maacutequina [13]
A usinagem em alta velocidade de corte ou HSM (High Speed Machining) ou HSC
(High Speed Cutting) eacute reconhecida como uma importante tecnologia de usinagem em
desenvolvimento e implantaccedilatildeo Esse modo de operaccedilatildeo tem como principal vantagem a
possibilidade de executar usinagem com velocidades de corte cinco a dez vezes maiores do
que as normalmente utilizadas e com avanccedilo e profundidade de corte menores do que os
adotados na usinagem convencional Embora possa ser utilizada em operaccedilotildees de desbaste a
sua aplicaccedilatildeo eacute sobretudo indicada para semi-acabamento e acabamento [14]
A definiccedilatildeo de ldquoalta velocidade de corterdquo eacute relativa pois essa definiccedilatildeo diz respeito ao
material a ser usinado da ferramenta de corte e do processo de usinagem Isto significa dizer
que dependendo da configuraccedilatildeo da operaccedilatildeo ela pode ser considerada em alta velocidade
para um material e baixa para outro por exemplo com uma ferramenta de accedilo raacutepido para
usinagem de um material de baixa resistecircncia os valores dos paracircmetros podem ser
aumentados jaacute para a usinagem de materiais de elevadas resistecircncias esses mesmos
paracircmetros satildeo reduzidos para preservar a peccedila e a ferramenta de corte [13] Por mais incerto
que ainda seja definir quais paracircmetros satildeo considerados alta velocidade Muumlller e Soto 1999
[15] estipularam faixas de velocidades de corte e sua caracterizaccedilatildeo conforme a Figura 4
Figura 4 Faixa de velocidade de corte para diversas operaccedilotildees de usinagem [15
Modificado][15]
10
A seleccedilatildeo cuidadosa dos paracircmetros de corte corretos de usinagem tem forte influecircncia
na obtenccedilatildeo de uma boa integridade superficial Este termo foi primeiramente discutido por
Field e Kahles et al (1964) [16] para eles a Integridade Superficial eacute um meio de definir os
aspectos superficiais em termos da performance de um componente em serviccedilo
Adicionalmente segundo Griffths et al (1989) [17] tambeacutem tem valor topoloacutegico mecacircnico
quiacutemico e metaluacutergico como rugosidade variaccedilotildees de dureza mudanccedilas microestruturais e
tensotildees residuais
Para os processos de usinagem a rugosidade tem grande importacircncias pois a mesma eacute
fundamental para o controle da qualidade das peccedilas produzidas A rugosidade pode ser
definhada como a topografia em escala microscoacutepica apoacutes um processo de retirada de material
como a usinagem Os fatores que contribuem com a rugosidade normalmente estatildeo mais
relacionados com os paracircmetros de processo do que com o maquinaacuterio Alguns exemplos satildeo
marcas deixadas pela ferramenta devido a fragmentos ou ao gume de corte geraccedilatildeo de
rebarba do material durante o corte forma geomeacutetrica da ferramenta quebra de cavaco entre
outros [9]
Dentre os paracircmetros utilizados na avaliaccedilatildeo da rugosidade o mais comumente
empregado eacute o da rugosidade meacutedia (Ra) [18] Tal paracircmetro eacute obtido atraveacutes da meacutedia
aritmeacutetica do perfil da superfiacutecie em relaccedilatildeo a uma linha meacutedia definida atraveacutes de um
comprimento de amostra [19] [20] Segundo Machado et al (2009) [9] outro paracircmetro
largamente utilizado eacute o da rugosidade Total (Rt) que consiste na distacircncia total entre o maior
pico e o vale mais profundo A Figura 5 mostra a representaccedilatildeo graacutefica de ambos os
paracircmetros Ra e Rt
Figura 5 Rugosidades Ra e Rt [21]
11
Segundo Griffths et al (2001) [12] o torneamento produz efeitos termomecacircnicos
que estatildeo diretamente relacionados agrave integridade superficial da peccedila usinada O efeito
mecacircnico adveacutem principalmente das tensotildees de cisalhamentos desenvolvidas no processo
sendo estas distribuiacutedas em trecircs zonas A chamada zona primaacuteria ocorre na peccedila a medida que
o material eacute removido e convertido em cavaco a secundaacuteria fica localizada na parte inferior
do cavaco a medida que este eacute forccedilado contra a ferramenta e a terciaacuteria ocorre na parte
inferior da ferramenta agrave medida que esta eacute arrastada sobre o material receacutem cortado As
tensotildees primaacuterias e terciaacuterias afetam a superfiacutecie da peccedila cortada jaacute a secundaacuteria natildeo como
mostra a Figura 6 [12]
Adicionalmente pode-se relacionar essas zonas com os raios da ponta das ferramentas
e seu desgaste na integridade superficial da peccedila Em uma ferramenta afiada a ponta da
ferramenta tem um raio de tiacutepico de 8 microm Com o uso da ferramenta e sua degradaccedilatildeo o raio
da ponta aumenta levando a uma planificaccedilatildeo da face da ferramenta em contato com a peccedila e
aumentado os valores do acircngulo de inclinaccedilatildeo Com este aumento o material que se encontra
na ponta da ferramenta eacute forccedilado para frente e comprimido contra a superfiacutecie do material
Quando o acircngulo de inclinaccedilatildeo chega a um valor criacutetico segundo Griffths et al (2001) [12]
maior que -75deg a ferramenta deixa de cortar e passa a criar protuberacircncias no material
degradando a integridade superficial do mesmo
Figura 6 Zonas de esforccedilo cisalhante na ferramenta durante o torneamento [12 Modificado]
[12]
Ainda com relaccedilatildeo ao raio da ponta da ferramenta e seu desgaste sabe-se que
ferramentas afiadas geram temperaturas comparativamente menores que uma natildeo afiada
Segundo Griffths et al (2001) [12] uma ferramenta gasta pode gerar temperaturas proacuteximas a
700degC dependendo dos paracircmetros de corte aplicados Considerando que a temperatura de
12
transformaccedilatildeo microestrutural de algumas fases presentes em peccedilas de accedilo estaacute em torno de
723degC pode-se concluir que a usinagem nessas condiccedilotildees pode resultar em transformaccedilatildeo de
fase
Todos estes fatores contribuem para a geraccedilatildeo de tensotildees residuais associadas a um
material torneado Entatildeo pode-se concluir que estas tensotildees podem apresentar diferentes
perfis dependendo de quatildeo gasta a ferramenta estaacute da presenccedila de lubrificaccedilatildeo e das
condiccedilotildees de operaccedilatildeo aleacutem de estarem diretamente relacionadas aos paracircmetros de corte
Normalmente o consenso eacute de que se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser
compressivas enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [12]
221 ndash Torneamento do accedilo 4140
Na literatura satildeo encontrados vaacuterios trabalhos que tecircm como objetivo estudar a
influecircncia dos paracircmetros de corte no desgaste das ferramentas de corte e principalmente na
integridade superficial das peccedilas produzidas Em particular os accedilos 4140 tecircm sido
amplamente estudados neste acircmbito tendo em vista sua aplicaccedilatildeo na induacutestria
Ersan Aslan et al (2007) [22] estudaram os efeitos dos paracircmetros de corte do accedilo
AISI 4140 endurecido (63 HRc) com ferramenta de ceracircmica misturada com Al2O3 + TiCN
no torneamento a seco Neste trabalho concluiu que a velocidade de corte foi o uacutenico fator
estatisticamente significante no desgaste da ferramenta e embora natildeo estatisticamente
significante a profundidade de corte teve uma influecircncia fiacutesica na variaccedilatildeo dos resultados
Apesar de inesperado observaram que velocidades elevadas diminuiacuteam o desgaste da
ferramenta e dessa forma concluiu-se que para minimizar o desgaste da ferramenta
velocidades de corte maiores 250 mmin e niacuteveis reduzidos de profundidade de corte 025
ou 050 mm devem ter preferecircncia Tambeacutem foi relatado que soacute duas interaccedilotildees velocidade
de corte e avanccedilo e avanccedilo e profundidade de corte possuiacuteram significacircncia estatiacutestica na
rugosidade superficial Na anaacutelise dos resultados chegou-se ao consenso de que uma
velocidade de corte elevada 250 mmin uma profundidade de corte miacutenima 025 mm e um
avanccedilo intermediaacuterio 010 mmrev minimizava os valores da rugosidade superficial
Sudhansu et al (2015) [23] pesquisaram a rugosidade superficial e o desgaste da
aresta de corte no torneamento severo do AISI 4140 com dureza de 52 HRc com pastilhas de
ceracircmica misturada com Al2O3 + TiCN e revestidas com PVD-TiN Na pesquisa os
paracircmetros usados foram combinaccedilotildees de velocidades de corte de 100 170 e 240 mmin
13
avanccedilos de 005 010 e 015 mmrev e profundidades de corte de 01 02 e 03 mm Apoacutes a
conclusatildeo dos experimentos conseguiram obter uma superfiacutecie com oacutetimo acabamento com o
torneamento severo tendo como conclusatildeo que a rugosidade superficial era afetada
principalmente pelo avanccedilo e que a profundidade de corte teve impacto despreziacutevel a
velocidade de corte teve um efeito negativo para a rugosidade e que quatildeo maior era a
velocidade de corte empregada (acima de 170 mmin) pior era a rugosidade superficial
Assim como Ersan et al (2007) [22] os autores reafirmaram que a velocidade de corte eacute o
fator preponderante sobre o desgaste da aresta da ferramenta de corte e os efeitos da interaccedilatildeo
avanccedilo-profundidade de corte satildeo notavelmente mais significantes em comparaccedilatildeo com o
avanccedilo somente Ressalta-se tambeacutem que embora a influecircncia da profundidade de corte natildeo
ter sido observada como significante estatisticamente o desgaste da aresta eacute uma funccedilatildeo
crescente da profundidade de corte A rugosidade do accedilo AISI 4140 foi uma funccedilatildeo do perfil
da aresta da pastilha ceracircmica revestida com TiN Quando a velocidade de corte era
aumentada o perfil da aresta da ferramenta crescia e isso causou deterioraccedilatildeo da superfiacutecie
trabalhada Apesar do crescimento do perfil da aresta ter chegado ao limite permissiacutevel de 03
mm a rugosidade Ra natildeo excedeu 16 microm
Alajmi et al (2015) [24] fizeram um monitoramento termograacutefico da aresta de corte
de ferramentas revestidas e natildeo revestidas na busca de aprender sobre os paracircmetros de corte
e suas influecircncias nas ferramentas e no aporte teacutermico nas ferramentas Nesse monitoramento
usou-se os paracircmetros de velocidade de corte de 75 e 115 mmin avanccedilo de 018 e 032
mmrev profundidade de corte de 15mm e com velocidades de cortes de 115 e 75 mmin em
diferentes accedilos sendo um deles o 4140 Com base nos ensaios realizados os autores
observaram que a velocidade de corte natildeo teve efeito significante nas temperaturas
observadas diferente do avanccedilo que com a sua reduccedilatildeo resultava em maiores valores de
temperatura Com a deformaccedilatildeo da aresta de corte uma elevaccedilatildeo da temperatura foi
observada provavelmente pela maior aacuterea de contato causada por essa deformaccedilatildeo e a
temperatura produzida pelas ferramentas eram menores quando as ferramentas possuiacuteam
revestimento Observou-se tambeacutem a importacircncia do uso de revestimento nas ferramentas e
sua influecircncia nas temperaturas obtidas conforme apresenta a Tabela 3 e as Figuras 6 e 7
14
Tabela 3 Testes e paracircmetros de ferramentas revestidas e sem revestimento [24 Modificado] [24]
Teste (nuacutemero)
Paracircmetros de corte Velocidade (V)
mmin Avanccedilo (f)
mmrev Profundidade de corte
(d) mm Diacircmetro
(mm) N
(rpm) T1 115 032 15 100 360 T2 115 018 15 100 360 T3 75 032 15 100 250 T4 75 018 15 100 250
Figura 7 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
15
Figura 8 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
Akbar et al (2008) [25] fizeram uma anaacutelise experimental da particcedilatildeo teacutermica no
torneamento a seco do accedilo AISI 4140 aplicando diferentes velocidades de corte incluindo
velocidades convencionais e altas velocidades de torneamento (100 197 314 395 565 628
785 e 880 mmin) O avanccedilo e a profundidade de corte foram mantidos constantes (01
mmrev e 25mm respectivamente) e o comprimento cortado foi limitado a 5mm para
minimizar a variaccedilatildeo que o desgaste da ferramenta poderia trazer Foram usadas duas
ferramentas uma de metal duro sem revestimento e outra com revestimento de TiN
Observou-se uma variaccedilatildeo no comportamento das forccedilas de corte com o aumento da
velocidade corte Variando a velocidade de corte de 100 ateacute 395 mmin a forccedila de corte
diminuiacutea Entretanto na faixa de 395 e 565 mmin essa forccedila cresce junto com a elevaccedilatildeo da
velocidade Em seguida a forccedila torna a diminuir na regiatildeo de altas velocidades acima de 565
mmin
Neste mesmo trabalho revelou-se que para as ferramentas revestidas com TiN as
forccedilas de corte diminuiacuteram gradativamente quando a velocidade aumentava (de 100 ateacute 880
mmin) A medidas experimentais de forccedila de corte e de avanccedilo foram maiores para as
ferramentas natildeo-revestidas em todas as velocidades estudadas Relata-se que este fenocircmeno
pode ser decorrente da reduccedilatildeo da fricccedilatildeo e da adesatildeo com a peccedila que o revestimento de TiN
proporciona A forccedila de avanccedilo tambeacutem reduziu gradualmente com o aumento da velocidade
de corte em todos os testes tanto para as ferramentas com revestimento ou sem
16
23 ndash Tensotildees Residuais
Matsumoto et al (1986) [26] definiram tensatildeo residual como a tensatildeo que permanece
no componente apoacutes a solicitaccedilatildeo termomecacircnica agrave qual foi submetido Sua presenccedila pode ser
uacutetil ou deleteacuteria dependendo da sua natureza trativa ou compressiva e magnitude alta ou
baixa A classificaccedilatildeo atual dos tipos de tensotildees residuais eacute definida quanto a sua abrangecircncia
podendo ser classificadas como Tensotildees Macroscoacutepicas tambeacutem referenciada como Tipo I
Tensotildees Microscoacutepicas chamadas de Tipo II e Tensotildees submicroscoacutepicas ou Tipo III [27]
bull Tensotildees residuais do tipo I Satildeo tensotildees a niacuteveis macroscoacutepicos em uma escala
maior que o tamanho de gratildeo do material
bull Tensotildees residuais do tipo II Satildeo tensotildees microscoacutepicas que variam dentro da
escala de um gratildeo individual Tais tensotildees satildeo esperadas natildeo somente em
materiais com muacuteltiplas microestruturas mas inclusive em materiais que
possuem uma microestrutura uacutenica devido a anisotropia e o comportamento de
cada gratildeo
bull Tensotildees residuais do tipo III Tambeacutem satildeo tensotildees microscoacutepicas poreacutem esta
existe dentro do gratildeo Por isso muitas vezes satildeo chamadas de submicroscoacutepicas
Satildeo essencialmente resultado da presenccedila de descontinuidades e outros defeitos
da estrutura cristalina do material Normalmente vem acompanhada da Tensatildeo
de Tipo II
Na Figura 9 eacute apresentado um diagrama esquemaacutetico que mostra os 3 tipos de tensatildeo
residual (120590119868 120590119868119868 119890 120590119868119868119868) [27]
17
Figura 9 Desenho esquemaacutetico dos tipos de tensatildeo residual [27]
A anaacutelise das tensotildees residuais presentes nos componentes mecacircnicos bem como a
compreensatildeo do comportamento das propriedades mecacircnicas dos materiais quando sujeitos a
campos de tensotildees originados nos processos usinagem eacute de grande importacircncia para diversas
aacutereas Estaacute bem estabelecido que a presenccedila de tensotildees residuais compressivas na superfiacutecie
do material aumenta a sobrevida em fadiga pois a compressatildeo dificulta a nucleaccedilatildeo eou a
propagaccedilatildeo de trincas [28] Em contrapartida tensotildees trativas podem se somar agraves tensotildees de
trabalho mesmo no regime elaacutestico podendo levar a ruptura prematura do componente [29]
231 ndash Tensotildees Residuais em usinagem
As tensotildees residuais satildeo desenvolvidas em qualquer processo termomecacircnico sendo
essas tensotildees classificadas de acordo com sua origem em Teacutermica Quiacutemica e Mecacircnica
Entre as trecircs origens as tensotildees de origem teacutermica em um niacutevel macroscoacutepico satildeo
decorrentes de um aquecimento e resfriamento natildeo uniforme advindas de processos como a
usinagem e tratamentos teacutermicos Adicionalmente restriccedilotildees impostas por peccedilas de grande
volume podem levar ao desenvolvimento de tensotildees elevadas magnitudes devido ao
gradiente teacutermico entre a superfiacutecie e o nuacutecleo da peccedila Um exemplo eacute o processo de tempera
de um accedilo que leva a tensotildees compressivas na superfiacutecie balanceadas com tensotildees trativas no
centro do componente [27]
Tensotildees de origem quiacutemica se desenvolvem devido a mudanccedilas de volume associadas
com reaccedilotildees quiacutemicas precipitaccedilatildeo e transformaccedilatildeo de fase Tratamento quiacutemicos
18
superficiais e revestimento de materiais levam a um gradiente de tensatildeo residual de elevada
magnitude nas camadas superficiais [27] Como exemplo cita-se a nitretaccedilatildeo que tende a gerar
tensotildees compressivas na regiatildeo de difusatildeo por causa da expansatildeo estrutural e precipitaccedilatildeo de
nitretos [30]
O escoamento plaacutestico natildeo homogecircneo tambeacutem resulta em campos de tensatildeo residual
neste caso de origem mecacircnica Essas tensotildees podem se desenvolver de forma natural durante
o processo de fabricaccedilatildeo ou tratamento teacutermico dos materiais podendo ser tambeacutem
introduzidas de forma deliberada para o desenvolvimento de um perfil especiacutefico de tensatildeo
[27] Seja qual for o processo de usinagem de materiais metaacutelicos iraacute causar tensotildees residuais
que podem alcanccedilar valores proacuteximos ao limite de escoamento do material e influenciar na
vida em serviccedilo de componentes mecacircnicos Portanto definir o processo adequado para cada
aplicaccedilatildeo requer a previsatildeo de quatildeo elevada seraacute a tensatildeo residual gerada em funccedilatildeo dos
paracircmetros envolvidos no do processo utilizado [31]
Pesquisadores concordam que as tensotildees residuais de um componente satildeo um
conjunto das trecircs fontes de tensatildeo residual Muito dificilmente um componente soacute teraacute sido
submetido agrave processos que soacute resultem de uma soacute fonte de tensatildeo residual Especificamente
na usinagem os paracircmetros de corte utilizados na usinagem como velocidade de corte
velocidade de avanccedilo profundidade de corte aleacutem do estado da ferramenta e tipo de
lubrificaccedilatildeo empregadas podem levar a uma variaccedilatildeo significativa da taxa de produccedilatildeo e
tambeacutem nas tensotildees residuais presentes no componente usinado [32] Em geral o consenso eacute
de que na usinagem se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser compressivas
enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [14] Contudo Matsumoto et
al (1986) [26] afirmam que em funccedilatildeo da dureza do material a usinagem pode promover
tensotildees residuais de compressatildeo ou de traccedilatildeo Por exemplo para os accedilos de baixa dureza a
tensatildeo residual eacute trativa e para os accedilos com elevada dureza a tensatildeo residual eacute compressiva
232 ndash Tensotildees Residuais em torneamento
O estudo sobre tensotildees residuais em usinagem em particular no torneamento
aumentou nos uacuteltimos anos A necessidade de ganhar produtividade leva os setores de
usinagem a empregar paracircmetros de corte cada vez mais severos o que tende a mudar
19
significativamente o estado das tensotildees residuais principalmente as superficiais nos
componentes usinados
Capello et al (2004) [32] fizeram um estudo comparando a influecircncia dos paracircmetros
de corte no torneamento de diferentes materiais nas tensotildees residuais obtidas Nesse trabalho
foi utilizada uma velocidade de corte fixa e quatro paracircmetros distintos profundidade de
corte avanccedilo raio da ponta da ferramenta e acircngulo de entrada para 3 accedilos diferentes Um accedilo
com propriedades mecacircnicas elevadas (39NiCrMo3) o segundo com propriedades
intermediaacuterias (C45 steel) e o terceiro com propriedades baixas (Fe370) Pelos resultados
obtidos foi verificado que os paracircmetros que se expressavam mais nas tensotildees residuais
foram o avanccedilo colocado na maacutequina e o raio da ferramenta Com a elevaccedilatildeo do valor do
avanccedilo e com o aumento do raio da ferramenta as tensotildees geradas resultantes se
pronunciavam com caraacuteter trativo
Garcia et al (2012) [33] realizaram um estudo sobre o efeito dos paracircmetros de corte
na geraccedilatildeo das tensotildees residuais superficiais no torneamento de um accedilo AISI 4340 Como
principais conclusotildees esse trabalho mostrou que com o aumento da velocidade de corte as
tensotildees residuais tendiam a serem menos trativas Contudo as tensotildees residuais tendem a ser
mais trativas com o aumento do avanccedilo possivelmente em virtude do aumento da temperatura
de corte e a rugosidade superficial tambeacutem se elevava Logo a integridade superficial
piorava com o aumento do avanccedilo de corte A Figura 10 mostra as curvas obtidas nas direccedilotildees
de avanccedilo (longitudinal) e direccedilatildeo de corte (circunferencial) onde eacute possiacutevel observar o
comportamento trativo das tensotildees residuais Esses dados indicando que os fatores (teacutermico
deformaccedilatildeo plaacutestica e de transformaccedilatildeo fase) responsaacuteveis pela geraccedilatildeo das tensotildees
superficiais mudam de acordo com o campo da velocidade de corte empregado Neste caso
para velocidades menores o fator mais expressivo eacute a temperatura que gera tensotildees teacutermicas
de traccedilatildeo e para velocidades mais elevadas as tensotildees geradas pela transformaccedilatildeo de fase
eou de deformaccedilatildeo plaacutestica eram as que adquiriam maior importacircncia
20
Figura 10 Tensotildees residuais medidas na direccedilatildeo de longitudinal (a) e na direccedilatildeo
circunferencial (b) [33]
21
233 ndash Tensometria por difraccedilatildeo de Raios-X
Existem diversas teacutecnicas experimentais de se obter os valores de tensatildeo residual
Bordinassi et al (2006) [34] citam que atualmente os dois meacutetodos mais utilizados satildeo o do
furo cego e a tensometria por difraccedilatildeo de raios-X sendo este uacuteltimo o mais utilizado dentre os
dois Martins et al (2004) [35] afirmam tambeacutem que o meacutetodo por difraccedilatildeo de raios-X
apresenta os melhores resultados quando comparado com o meacutetodo micromagneacutetico e
meacutetodo do furo Todas essas teacutecnicas podem ser classificadas de acordo com o niacutevel de dano
introduzido no material em [36]
bull Destrutivas processos que para obtenccedilatildeo das informaccedilotildees de deformaccedilatildeo
necessaacuterias para a anaacutelise das tensotildees residuais comprometem ou
impossibilitam o uso da amostra analisada
bull Natildeo destrutivos natildeo precisam da remoccedilatildeo material e natildeo provocam qualquer
tipo de dano durante a mediccedilatildeo de tensotildees residuais
bull Parcialmente destrutivas alguns autores como Hilson et al (2009) [36]
defendem que existe uma terceira categoria que eacute caracterizada pelo dano na
peccedila poreacutem com possibilidade de utilizaccedilatildeo da amostra como ilustra a Figura
11
Figura 11 Classificaccedilatildeo dos processos de mediccedilatildeo de tensotildees residuais [37]
22
Aleacutem dos danos causados no material outros fatores devem ser levados em
consideraccedilatildeo ao escolher a teacutecnica adequada Satildeo eles [27]
bull Fatores relativos a praticidade custo e disponibilidade do equipamento
portabilidade velocidade de mediccedilatildeo existecircncia de procedimento padronizado e
niacutevel de habilidade requerida do operador
bull Fatores relativo ao material classe do material que pode ser analisado por uma
teacutecnica particular preparaccedilatildeo preacutevia da superfiacutecie e necessidade de propriedades
especiacuteficas
bull Fatores relativos a mediccedilatildeo resoluccedilatildeo penetraccedilatildeo tipo de tensatildeo detectada
gradiente de tensatildeo incerteza e aacuterea ou volume de anaacutelise
A maioria das teacutecnicas existentes satildeo capazes de medir tensotildees residuais do tipo I
Poreacutem somente algumas como difraccedilatildeo de raios-X possuem a resoluccedilatildeo necessaacuteria para
medir tensotildees residuais de tipo II E mesmo com bons niacuteveis de resoluccedilatildeo as incertezas das
mediccedilotildees podem ser elevadas chegando a 30 do valor medido [27] Um resumo desses
fatores estaacute descrito na Tabela 4
Tabela 4 Teacutecnicas e caracteriacutesticas para determinaccedilatildeo da tensatildeo residual [27 Modificado] [27]
Teacutecnica Velocidade Penetraccedilatildeo Aacuterea de anaacutelise
Resoluccedilatildeo Tipo de Tensatildeo
Furos Cego
Raacutepida Meacutedia
Igual ao tamanho do furo
1-2 mm diacircmetro
50 -100 microm I
Difraccedilatildeo de Raio-X
Raacutepida Meacutedia
Ateacute 1 mm 01 ndash 1 mmsup2 20 microm I e II
Ultrassom Raacutepida gt100 mm 1-400 mmsup2 1 mm I
Magneacutetica Raacutepida 20 a 300 microm gt2 mmsup2 5 mm I
A teacutecnica utilizada nos procedimentos experimentais deste trabalho foi a de difraccedilatildeo
de Raios X Atraveacutes desta teacutecnica a deformaccedilatildeo causada na superfiacutecie eacute obtida pela razatildeo da
variaccedilatildeo da distacircncia interplanar pela distacircncia livre de deformaccedilatildeo Como pode ser
observado na Figura 12 o paracircmetro chamado de distacircncia interplanar eacute representado pela
letra ldquodrdquo Esta distacircncia eacute entatildeo convertida em tensatildeo segundo equaccedilotildees derivadas da teoria
da elasticidade [38] ou seja a variaccedilatildeo da distacircncia entre planos cristalinos induzida pela
presenccedila de tensotildees eacute medida com base na lei de Bragg e as tensotildees satildeo calculadas
23
assumindo-se que a distorccedilatildeo ocorre no regime elaacutestico Desta forma somente a parte elaacutestica
do campo de deformaccedilotildees eacute medida uma vez que a deformaccedilatildeo plaacutestica natildeo afeta os
paracircmetros cristalinos Como dito anteriormente esta eacute uma teacutecnica natildeo destrutiva e como a
maioria das teacutecnicas natildeo destrutivas eacute limitada agraves camadas superficiais na ordem de 10 microm
[35]
Figura 12 Difraccedilatildeo de raios-X em cristais simples carregados e descarregados [39]
Bragg descreve a difraccedilatildeo de raios X no estado inicial natildeo deformado como uma
reflexatildeo segundo alguns planos cristalinos Estes planos possuem uma distacircncia ldquodrdquo chamada
de distacircncia interplanar Um feixe paralelo de raios-X de comprimento de onda λ que incide
na superfiacutecie deste material com um acircngulo de incidecircncia θ iraacute sofrer uma difraccedilatildeo sob o
mesmo acircngulo θ desde que a equaccedilatildeo de Bragg seja satisfeita (equaccedilatildeo 31)
119899 = 2119889 ∙ 119904119890119899120579 (31)
24
Entatildeo ao utilizar um feixe de raios-X monocromaacuteticos (λ = constante) o valor do
acircngulo θ referente a uma intensidade maacutexima de difraccedilatildeo depende somente da distacircncia
interplanar ldquodrdquo
A derivada da expressatildeo de Bragg indica que
∆119889
119889+
119888119900119904120579
119904119890119899120579∙ ∆120579 = 0 (32)
120576 = minus∆120579 ∙ cot 119892120579 (33)
∆120579 = 120579119888119900119898 119905119890119899119904atilde119900 minus 120579119904119890119898 119905119890119899119904atilde119900 (34)
Medindo ∆120579 pode-se calcular a deformaccedilatildeo e consequentemente a respectiva tensatildeo
residual Vaacuterios meacutetodos satildeo propostos para determinaccedilatildeo das deformaccedilotildees segundo a
difraccedilatildeo de raiosndashX [39] [40] Poreacutem no escopo deste trabalho seraacute tratado somente o meacutetodo
do sensup2 Segundo Bordinassi et al (2006) [34] este meacutetodo tem sua maior aplicabilidade
quando se busca maior exatidatildeo nas medidas cujas amostras possuem um certo grau de
textura Este meacutetodo nada mais eacute que a adequaccedilatildeo da Equaccedilatildeo 33 utilizando coordenadas
polares (Figura 13) ao estado real de tensotildees que resulta em
120576(120593) = cot 119892120579 ∙ (120579120593 minus 120579119900) (35)
Figura 13 Sistema de coordenadas polares [41 Modificado] [41]
Sabendo que
25
120576120593 = (1205901 ∙ 1198881199001199042120593 + 1205902 ∙ 1199041198901198992120593)1199041198901198992 minus 120583(1205901 + 1205902 + 1205903)
119864 (36)
Mantendo o acircngulo 120593 fixo e determinando a diferenccedila entre as deformaccedilotildees em duas
direccedilotildees distintas atraveacutes do acircngulo obtemos
120576(1205932) minus 120576(1205931) = cot 119892120579119900 ∙ (1205791205932minus 1205791205931
) (37)
Reescrevendo o primeiro termo da equaccedilatildeo 36 em funccedilatildeo da diferenccedila de deformaccedilatildeo
entre duas direccedilotildees diferentes temos
120576(1205932) minus 120576(1205931) =(1 + 120583) ∙ 120590120593 ∙ (11990411989011989922 minus 11990411989011989921)
119864 (38)
Substituindo o primeiro membro da Equaccedilatildeo 38 pelo segundo membro da equaccedilatildeo 37
obteacutem-se a equaccedilatildeo utilizada na mediccedilatildeo de tensotildees residuais
120590120593 =119864
(1 + 120583)∙ cot 119892120579119900 ∙
(1205791205932minus 1205791205931
)
(11990411989011989922 minus 11990411989011989921) (38)
O graacutefico da Figura 14 eacute obtido pela plotagem das variaccedilotildees dos acircngulos de difraccedilatildeo
2θ com as variaccedilotildees dos acircngulos de incidecircncia dos raios-X Podemos observar a partir da
equaccedilatildeo 38 que a tensatildeo residual eacute diretamente proporcional agrave derivada de 2θ em funccedilatildeo de
sensup2ψ
Figura 14 Estado de tensatildeo do material em funccedilatildeo do declive da curva 2θ x sensup2ψ [41]
26
Capiacutetulo 3
Materiais e Meacutetodos
A realizaccedilatildeo do procedimento experimental teve algumas fases dentre as quais pode-
se citar a preparaccedilatildeo das amostras torneamento em alta velocidade mediccedilatildeo das tensotildees
residuais superficiais por difraccedilatildeo de raios-x e anaacutelise dos resultados Os itens subsequentes
descrevem em detalhes todos os meacutetodos equipamentos e procedimentos utilizados neste
trabalho
31 ndash Material
O material utilizado na confecccedilatildeo das amostras foi o accedilo SAE 4140 cuja a dureza
medida foi de aproximadamente 15 HRc Este accedilo foi adquirido em barras de duas polegadas
de diacircmetro por 120 mm de comprimento e em cada barra foi confeccionado 4 amostras
conforme a Figura 15
Figura 15 Representaccedilatildeo esquemaacutetica das amostras
27
32 ndash Preparaccedilatildeo das amostras
A amostra foi usinada no torno mecacircnico convencional do Laboratoacuterio de Pesquisa em
Usinagem (LABUS) do Centro Federal de Ensino Tecnoloacutegico Celso Suckow da Fonseca
(CEFET ndash RJ Maracanatilde) conforme a Figura 16 Na operaccedilatildeo foi utilizado fluido de corte
para tentar amenizar a influecircncia desta usinagem no resultado final
Figura 16 Torno utilizado na preparaccedilatildeo da amostra
A partir dos resultados obtidos das tensotildees residuais apoacutes a usinagem no torno
convencional constatou-se que as medidas foram muito aleatoacuterias devido ao desgaste da
ferramenta utilizada e entatildeo optou-se por realizar um tratamento teacutermico de aliacutevio de tensotildees
(TTAT) para evitar que os resultados da usinagem principal fossem influenciados pela
operaccedilatildeo anterior As amostras foram aquecidas agrave uma taxa de aproximadamente 175 ordmC
min Apoacutes atingida e estabilizada a temperatura de 600degC a amostra permaneceu nesta
condiccedilatildeo por 2 horas sendo posteriormente resfriada no forno Os valores das tensotildees foram
medidos novamente apoacutes o tratamento
28
33 ndash Torneamento em Alta Velocidade
O torno utilizado nas operaccedilotildees em alta velocidade foi o centro de torneamento Romi
modelo Centur 30D conforme apresenta a Figura 17 capaz de operar em uma faixa em
velocidades entre 4 a 4000 rpm e com potecircncia de 10 CV
Figura 17 CNC Romi Centur 30D
De acordo com as caracteriacutesticas do torno foram escolhidos os paracircmetros mostrados
na Tabela 5 que podem se enquadrar no regime de torneamento em alta velocidade A
profundidade de corte (ap) tambeacutem foi modificada entre as condiccedilotildees [33] Entatildeo o
torneamento das amostras foi fundamentado em um experimento fatorial de quatro
combinaccedilotildees sendo duas repeticcedilotildees para cada combinaccedilatildeo Foi usado um avanccedilo (a)
constante para todas as condiccedilotildees de 02 mmrot A programaccedilatildeo utilizada pode ser
encontrada no Anexo A
Tabela 5 Tabela das Condiccedilotildees
Condiccedilatildeo A B Vc [mmin] ap [mm]
1 -1 -1 500 01
2 -1 1 500 02
3 1 -1 600 01
4 1 1 600 02
29
Onde
Fatores A Velocidade de Corte (Niacuteveis 119881minus1 = 500 119898119898119894119899 e 119881+1 = 600 119898119898119894119899)
B Profundidade de Corte (Niacuteveis 119865minus1 = 01 119898119898 ou 119865+1 = 02 119898119898)
Tratamentos
119881minus1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 02 mm
119881minus1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 02 mm
Unidade
Experimental Mega Pascal
As ferramentas utilizadas foram os insertos VBMT 160408-PM4325 da Sandvik com
geometria mostrada na Figura 18 Para cada condiccedilatildeo foi utilizado um soacute gume de corte para
garantir a uniformidade da aresta de corte e evitar que o desgaste da ferramenta influenciasse
nos resultados finais A Tabela 6 fornece as principais caracteriacutesticas do inserto
Figura 18 Insertos utilizados no torneamento
Tabela 6 Propriedades do inserto
Tamanho Efetivo da aresta de corte (LE) 15806 mm
Diacircmetro ciacuterculo inscrito (IC) 9525 mm
Raio da ponta (RE) 0794 mm
Espessura (S) 4763 mm
30
34 ndash Mediccedilatildeo das tensotildees residuais
As mediccedilotildees de tensotildees residuais foram realizadas no Laboratoacuterio de Anaacutelise de
Tensotildees (LAT) do Departamento de Engenharia Mecacircnica da Universidade Federal
Fluminense (UFF) A teacutecnica adotada foi a de tensometria por difraccedilatildeo de raios-X utilizando-
se o equipamento de anaacutelise de tensotildees da Stressrad (Figura 19)
Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra
As amostras foram medidas em duas direccedilotildees longitudinal (L) e circunferencial copy
conforme detalha a Figura 20 Os seguintes paracircmetros foram adotados
Radiaccedilatildeo Crκα (λ=22809Å) difratando o plano cristalograacutefico (211) da ferrita
Acircngulo de difraccedilatildeo de ferrita (2θ) 1562ordm
Acircngulos Ψ 0ordm 21ordm 30ordm 38ordm 45ordm
Tempo de exposiccedilatildeo ao Raio-X 45s para cada acircngulo Ψ
FONTE DE ALTA TENSAtildeO
AMOSTRA SOFTWARE
TUBO DE Crκα
GONIOcircMETRO
31
Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial
A rugosidade superficial das amostras foi medida com o rugosiacutemetro da Taylor
Hobson Precision Surtronic 25 (Figura 21) As mediccedilotildees foram feitas em pontos distintos da
amostra no sentido longitudinal procurando obter o resultado que melhor representasse a
rugosidade real das amostras Foram realizadas 7 medidas em cada amostra
O paracircmetro adotado foi a rugosidade meacutedia (Ra) na qual o comprimento de mediccedilatildeo
foi de L= 400 e o de amostragem igual a La = 08mm O raio da ponta do apalpador eacute de
5microm conferindo ao equipamento uma resoluccedilatildeo de 001microm com precisatildeo de 2 do valor
medido
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson
32
Capiacutetulo 4
Resultados e discussotildees
As anaacutelises inicias foram com base nos valores de tensatildeo residuais (TR) sendo as
medidas realizadas apoacutes a preparaccedilatildeo das amostras mas devido a heterogeneidade
apresentada pelas mesmas foi realizado um TTAT Apoacutes o tratamento teacutermico obteve-se uma
meacutedia de -144 MPa nas tensotildees residuais longitudinais (L) e de -142 MPa na direccedilatildeo
circunferencial (C) com erro de aproximadamente 15 MPa Apoacutes a usinagem principal as
tensotildees residuais foram medidas novamente e a Tabela 7 apresenta os valores obtidos em
todas as amostras
Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem
Condiccedilatildeo Amostra Tensatildeo Residual [MPa]
Longitudinal (L) Circunferencial (C)
1 2D -183 plusmn 20 435 plusmn 31
2C 67 plusmn 1 550 plusmn 16
2 2B -162 plusmn 33 498 plusmn 0
2A 179 plusmn 25 508 plusmn 101
3 1D -260 plusmn 75 291 plusmn 41
1C -90 plusmn 0 405 plusmn 33
4 1B 97 plusmn 23 369 plusmn 1
1A 125 plusmn 6 262 plusmn 8
A Figura 22 mostra os valores das tensotildees residual nas direccedilotildees circunferencial e longitudinal
respectivamente Com base nos graacuteficos nota-se que o comportamento das TR
circunferenciais eacute homogecircneo e coerente com a literatura [33] onde com valores maiores de
velocidade de corte tem-se uma diminuiccedilatildeo na magnitude das tensotildees trativas Entretanto na
longitudinal haacute muita heterogeneidade nos valores o que torna difiacutecil a anaacutelise dos resultados
nesta direccedilatildeo
33
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Longitudinal
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
1 2 3 4Condiccedilotildees
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Condiccedilotildees
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial
A Tabela 8 apresenta a meacutedia das tensotildees para cada condiccedilatildeo tanto na direccedilatildeo
longitudinal quanto na transversal a fim de analisar a influecircncia de cada paracircmetro nas
tensotildees residuais gerados no torneamento Conforme valores apresentados as tensotildees
superficiais circunferenciais encontram-se no estado de traccedilatildeo enquanto as tensotildees na direccedilatildeo
longitudinal apresentam um misto de compressatildeo e traccedilatildeo
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual
Condiccedilatildeo Tensotildees residuais (MPa)
C L
1 4925 plusmn 5 -58 plusmn 3
2 503 plusmn 7 85 plusmn 5
3 348 plusmn 6 -175 plusmn 6
4 3155 plusmn 2 111 plusmn 4
34
Avaliando o graacutefico da Figura 23 eacute possiacutevel observar uma clara reduccedilatildeo nos valores
das tensotildees quando passamos do regime de velocidade de 500mmin (condiccedilotildees 1 e 2) para o
de 600mmin (condiccedilotildees 3 e 4) Isto sugere que a tendecircncia da tensatildeo residual eacute reduzir seu
valor com o aumento da velocidade de corte conforme previsto na literatura [33] para
condiccedilotildees de transiccedilatildeo baixa-alta velocidade de corte Este comportamento sugere que a
condiccedilatildeo um e dois encontram-se no limiar do regime de altas velocidades
Com relaccedilatildeo ao efeito da profundidade nota-se que o comportamento das tensotildees
residuais eacute resultado da combinaccedilatildeo entre profundidade e velocidade Quando se tem
velocidades de corte maior o aumento da profundidade tende a diminuir os valores das
tensotildees ou seja aumenta o efeito da deformaccedilatildeo plaacutestica sobre o gradiente teacutermico o que natildeo
eacute evidente para velocidades menores
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Profundidade
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial
Na direccedilatildeo longitudinal (Figura 24) percebe-se uma amplificaccedilatildeo do efeito da
profundidade de corte na tensatildeo residual com o aumento da velocidade de corte Para as
amostras que foram submetidas agrave maior velocidade de corte ocorreu um aumento expressivo
da diferenccedila dos valores de tensotildees residuais encontrados em funccedilatildeo de uma mesma
profundidade de corte utilizada Contudo considerando o desvio padratildeo entre as medidas natildeo
35
se pode concluir qual a tendecircncia das TR na direccedilatildeo longitudinal com essa quantidade de
amostras pois haacute muita heterogeneidade nas medidas
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
LongitudinalT
ensatilde
o R
esid
ual (
MP
a)
Profundidade
Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal
Com relaccedilatildeo agrave rugosidade a literatura [10] descreve que com o aumento da velocidade
de corte ocorre uma diminuiccedilatildeo dos valores meacutedios de rugosidade enquanto que o aumento
da profundidade de corte acarreta em valores maiores de rugosidade apesar deste uacuteltimo natildeo
impactar tanto nos resultados Analisando os valores de rugosidade apresentados na Figura 25
em conjunto com a Figura 26 nota-se que os menores valores meacutedios de rugosidade foram
obtidos para os maiores valores de velocidade de corte (condiccedilotildees 3 e 4) Contudo tambeacutem
fica claro que existe uma inconsistecircncia dos valores apresentados na condiccedilatildeo dois O valor
esperado para esta condiccedilatildeo era seguir a tendecircncia das condiccedilotildees trecircs e quatro ou seja o valor
meacutedio de rugosidade da condiccedilatildeo dois deveria ser da mesma magnitude do valor da condiccedilatildeo
um poreacutem superior assim como o da condiccedilatildeo quatro eacute maior do que o da condiccedilatildeo trecircs
36
01 0223
24
25
26
27
28
29
30Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Profundidade
Vc = 500 [mmin] Vc = 600 [mmin]
Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade
1 2 3 423
24
25
26
27
28
29
30 Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Condiccedilatildeo
Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial
Analisando a Figura 27 eacute perceptiacutevel que o aumento da profundidade de corte
ocasionou resultados com tensotildees longitudinais de natureza trativa Isso pode ser relacionado
37
com um possiacutevel fator teacutermico imposto pela maior profundidade de corte sendo mais
evidente com maiores valores de velocidade de corte Entretanto quando se compara tensotildees
residuais com rugosidade novamente natildeo haacute como chegar a conclusotildees
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
1 2 3 4
Longitudinal
Condiccedilotildees
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
24
26
28
30
Rug
osid
ade
(μm
)
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
viii
LISTA DE FIGURAS Figura 1Matriz martensiacutetica do SAE 4140 (a) Tratamento teacutermico de tecircmpera (antes do revenido) (b) Tratamento teacutermico de tecircmpera (apoacutes o revenido) [6] 5 Figura 2Curva de dureza em funccedilatildeo da temperatura de revenido do accedilo 4140 (esquerda) Tenacidade em funccedilatildeo da temperatura de revenimento para o accedilo 4140 revenido por uma hora (direita) [8] 6
Figura 3 Representaccedilatildeo esquemaacutetica de torneamento [11 Modificado] 7 Figura4Faixa de velocidade de corte para diversas operaccedilotildees de usinagem [15 Modificado] 9 Figura 5 Rugosidades Ra e Rt [21] 10 Figura 6 Zonas de esforccedilo cisalhante na ferramenta durante o torneamento [12 Modificado] 11
Figura 7 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24 Modificado] 14
Figura 8 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24 Modificado] 15 Figura 9 Desenho esquemaacutetico dos tipos de tensatildeo residual [27] 17
Figura10Tensotildees residuais medidas na direccedilatildeo de longitudinal (a) e na direccedilatildeo circunferencial (b) [33] 20 Figura 11 Classificaccedilatildeo dos processos de mediccedilatildeo de tensotildees residuais [37] 21
Figura 12 Difraccedilatildeo de raios-X em cristais simples carregados e descarregados [39] 23 Figura 13 Sistema de coordenadas polares [41 Modificado] 24
Figura 14 Estado de tensatildeo do material em funccedilatildeo do declive da curva 2θ x sensup2ψ [41] 25 Figura 15 Representaccedilatildeo esquemaacutetica das amostras 26 Figura 16 Torno utilizado na preparaccedilatildeo da amostra 27
Figura 17 CNC Romi Centur 30D 28
Figura 18 Insertos utilizados no torneamento 29 Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra 30 Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras 31
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson 31
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial 33 Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial 34 Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal 35 Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade 36 Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial 36
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal 37
ix
LISTA DE TABELAS Tabela 1 Composiccedilatildeo quiacutemica accedilo SAE 4140 (em de peso) [4 Modificado] 4 Tabela2Propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140 em temperatura ambiente [3 Modificado] 4 Tabela 3 Testes e paracircmetros de ferramentas revestidas e sem revestimento [24 Modificado] 14 Tabela 4 Teacutecnicas e caracteriacutesticas para determinaccedilatildeo da tensatildeo residual [27 Modificado] 22 Tabela 5 Tabela das Condiccedilotildees 28 Tabela 6 Propriedades do inserto 29 Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem 32
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual 33
1
Capiacutetulo 1
Introduccedilatildeo
Com a crescente demanda por inovaccedilotildees nos processos produtivos e o niacutevel atual de
desenvolvimento das ferramentas de usinagem com novos materiais geometrias e coberturas
a usinagem de accedilo estaacute assumindo um grande destaque no meio industrial Nas operaccedilotildees de
acabamento em produccedilatildeo seriada o torneamento de peccedilas em accedilo estaacute se tornando uma
alternativa ao processo de retificaccedilatildeo reduzindo consideravelmente o tempo e o custo de
fabricaccedilatildeo possibilitando em alguns casos uma reduccedilatildeo de ateacute 60 [1] Contudo os
processos de usinagem induzem na camada superficial e subsuperficial da peccedila alguma
alteraccedilatildeo estrutural gerando tensotildees residuais que dependendo do seu sinal e magnitude
podem trazer benefiacutecios ou prejuiacutezos para a vida em serviccedilo da peccedila usinada [2]
Estudos de integridade superficial vem sendo desenvolvidos e aprimorados
continuamente visando a otimizaccedilatildeo dos paracircmetros de corte aplicados em operaccedilotildees de
usinagem principalmente no torneamento em altas velocidades Como se sabe a busca por
maior produtividade e reduccedilatildeo de custos eacute constante na aacuterea metal-mecacircnica Assim natildeo
basta aumentar o tempo de vida de uma ferramenta de corte eacute preciso compreender como os
paracircmetros de corte influenciam na qualidade e propriedade da peccedila produzida
11 ndash Motivaccedilatildeo
A necessidade de aumentar a produtividade incentiva os setores de usinagem a
empregar paracircmetros de corte cada vez mais severos o que tende a mudar significativamente
a integridade superficial das peccedilas fabricadas principalmente o estado das tensotildees residuais
As tensotildees residuais geradas durante a usinagem de determinado material dependem
especialmente do material da peccedila do tipo e geometria da ferramenta e dos paracircmetros de
usinagem tais como velocidade de corte avanccedilo e profundidade de corte Assim se torna de
fundamental importacircncia tecnoloacutegica o desenvolvimento de estudos sobre como os
paracircmetros de corte influenciam nas tensotildees residuais apoacutes processos de usinagem sobretudo
quando se tratar de processos em altas velocidades
2
12 ndash Justificativa
Pesquisas em usinagem satildeo realizadas constantemente O desenvolvimento dos
chamados processos de usinagem com alta velocidade de corte (HSC ndash High Speed Cutting ou
HSM ndash High Speed Machining) vem melhorando dia a dia a produtividade do setor com a
diminuiccedilatildeo do tempo de usinagem Entretanto por ser um processo severo tanto as
ferramentas de corte quanto as peccedilas produzidas podem sofrer danos irreversiacuteveis e prejudicar
todo o processo de fabricaccedilatildeo Neste acircmbito o estudo sobre como os paracircmetros de corte
influenciam na operaccedilatildeo e na qualidade da peccedila fabricada satildeo fundamentais para o contiacutenuo
desenvolvimento tecnoloacutegico da aacuterea de usinagem
13 ndash Objetivos
O estudo de processos de fabricaccedilatildeo por usinagem e suas influecircncias nas propriedades
macroscoacutepicas satildeo fundamentais para melhorar a produccedilatildeo e eficaacutecia dos procedimentos
adotados atualmente na induacutestria A intenccedilatildeo deste trabalho eacute contribuir com informaccedilotildees
sobre a integridade superficial resultante do torneamento em alta velocidade de componentes
mecacircnicos com foco nas tensotildees residuais geradas nesses processos que em funccedilatildeo da sua
natureza e magnitude podem ser beneacuteficas ou prejudiciais para a vida em serviccedilo da peccedila
usinada
14 ndash Metodologia e Trabalho Realizado
O presente trabalho foi realizado em cinco etapas Revisatildeo bibliograacutefica Materiais e
Meacutetodos Resultados e Discussotildees Conclusatildeo e Sugestotildees para trabalhos futuros aleacutem da
lista da bibliografia utilizada para a elaboraccedilatildeo do mesmo e anexo com o programa utilizado
no torno CNC
Na revisatildeo bibliograacutefica os conceitos e definiccedilotildees relevantes ao tema satildeo apresentados
para melhor embasamento teoacuterico do trabalho Em Materiais e Meacutetodos satildeo descritas todas as
etapas de trabalho para a obtenccedilatildeo dos dados Na parte experimental do trabalho usinagem
das amostras medidas de tensotildees residuais e rugosidade superficial No capiacutetulo Resultados e
Discussotildees eacute apresentada toda a anaacutelise sobre as tensotildees residuais geradas nos processos de
torneamento e satildeo estabelecidas correlaccedilotildees com os paracircmetros de corte e com a rugosidade
3
superficial medida apoacutes a usinagem e dados da literatura Por fim satildeo apresentadas as
conclusotildees obtidas neste estudo e sugeridos pontos importantes que podem ser desenvolvidos
com base neste para trabalhos futuros
4
Capiacutetulo 2
Revisatildeo Bibliograacutefica 21 ndash Accedilo SAE 4140
O accedilo SAE 4140 tambeacutem conhecido como accedilo-cromo-molibdecircnio eacute classificado
como accedilo meacutedio carbono ligado para beneficiamento Este accedilo possui teores de carbono entre
03 e 05 em sua estrutura explicando a classificaccedilatildeo de ser considerado um accedilo de meacutedio
carbono Podem ser utilizados a temperaturas de ateacute 480degC reduzindo drasticamente sua
resistecircncia com valores de temperatura maiores Esse material eacute aplicado na fabricaccedilatildeo de
automoacuteveis aviotildees virabrequins bielas eixos engrenagens armas parafusos equipamentos
para petroacuteleo dentre outros devido as exigecircncias de elevada dureza resistecircncia e tenacidade
[3] As Tabela 1 e 2 apresentam as faixas de composiccedilatildeo quiacutemica e propriedades mecacircnicas
do SAE 4140 respectivamente
Tabela 1 Composiccedilatildeo quiacutemica accedilo SAE 4140 (em de peso) [4 Modificado][4]
SAE C Mn P S Si Cr Mo
4140 038 ndash 043 075 ndash 100 003 maacutex 004 maacutex 015 ndash 035 08 ndash 110 015 ndash 025
Tabela 2 Propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140 em temperatura ambiente [3
Modificado] [3]
Densidade (103119896119892 1198983) 77 ndash 803
Coeficiente de Poisson 027 ndash 03
Moacutedulo de Young (GPa) 655
Resistecircncia agrave tensatildeo (MPa) 4171
Alongamento () 257
Reduccedilatildeo de Aacuterea () 569
Dureza (HB) - Temperado a 815 degC 197
Resistecircncia a Impacto (J) - Temperado a 815 degC
545
Na Figura 1a podemos ver a microestrutura do material apoacutes a tempera e apoacutes a
tempera mais revenido Nota-se que a estrutura eacute predominantemente martensiacutetica apoacutes a
tecircmpera conferindo ao material grande resistecircncia e dureza poreacutem baixa tenacidade A
5
transformaccedilatildeo ocorre quando a taxa de resfriamento brusca eacute raacutepida o suficiente para prevenir
a difusatildeo do carbono pois qualquer difusatildeo que por ventura ocorra resultaraacute na formaccedilatildeo das
fases ferrita e cementita A austenita possui estrutura CFC que sofre uma transformaccedilatildeo
polimoacuterfica para martensita tetragonal de corpo centrado (TCC) sendo formada por uma
soluccedilatildeo soacutelida supersaturada de carbono no ferro [5]
Apoacutes o revenimento (Figura 1b) houve a dissoluccedilatildeo da estrutura martensiacutetica que
passou a ser uma estrutura de martensita revenida que confere ao material propriedades
equilibradas de resistecircncia tenacidade e dureza Os pontos escuros satildeo resultado de ataque
dos agentes quiacutemicos utilizados na metalografia Juntos os tratamentos teacutermicos de tecircmpera e
revenido constituem o chamado tratamento de beneficiamento [6]
Figura 1 Matriz martensiacutetica do SAE 4140 (a) Tratamento teacutermico de tecircmpera (antes do
revenido) (b) Tratamento teacutermico de tecircmpera (apoacutes o revenido) [6]
A taxa de resfriamento no processo de tecircmpera afeta de forma substancial o resultado
do tratamento sendo dependente do meio de resfriamento que entra em contato com a
amostra Diante disso se o resfriamento controla a taxa de nucleaccedilatildeo e a do crescimento em
transformaccedilotildees difusionais a temperatura de transformaccedilatildeo determinaraacute a microestrutura final do
produto transformado [6] Com relaccedilatildeo ao revenido o mesmo tem por objetivo corrigir a
excessiva dureza e fragilidade do material melhorando sua ductilidade e resistecircncia ao
choque aleacutem de corrigir aliviar as tensotildees residuais provenientes da tempera [7] Na Figura 2
pode-se ver como a dureza e tenacidade satildeo afetadas pela temperatura de revenimento para o
accedilo 4140
6
Figura 2 Curva de dureza em funccedilatildeo da temperatura de revenido do accedilo 4140 (esquerda)
Tenacidade em funccedilatildeo da temperatura de revenimento para o accedilo 4140 revenido por uma hora
(direita) [8]
22 ndash Torneamento
O ato de trabalhar uma peccedila bruta com maacutequinas-ferramenta para conferir-lhe a forma
final desejada em especiacutefico envolvendo a retirada de material se chama usinagem Dentro
deste escopo existem diferentes processos como fresamento retificaccedilatildeo furaccedilatildeo
mandrilamento brochamento roscamento torneamento entre outros [9]
As peccedilas metaacutelicas fabricadas pelos processos metaluacutergicos convencionais - como
fundiccedilatildeo forjamento e etc ndash geralmente apresentam superfiacutecies grosseiras e que em alguns
casos exigem um determinado acabamento Por outro lado os processos citados nem sempre
permitem obter certas peculiaridades como saliecircncias ou reentracircncias furos rosqueados e
furos passantes por exemplo Assim a usinagem se torna necessaacuteria principalmente onde
essas geometrias natildeo conseguem ser alcanccediladas por outros tipos de processos de fabricaccedilatildeo
Dentre os processos de usinagem o torneamento eacute o processo de fabricaccedilatildeo mecacircnica
responsaacutevel em geral pela fabricaccedilatildeo de peccedilas de revoluccedilatildeo [10]
7
O torneamento eacute a operaccedilatildeo por intermeacutedio da qual um soacutelido indefinido eacute feito girar
ao redor do eixo da maacutequina operatriz denominada torno ao mesmo tempo que a ferramenta
de corte lhe retira material perifericamente de modo a transformaacute-lo numa peccedila bem definida
tanto em relaccedilatildeo agrave forma quanto as dimensotildees Como todos os trabalhos executados com
maacutequinas-ferramenta o torneamento ocorre mediante a retirada progressiva de material
(cavaco) da peccedila trabalhada por uma ferramenta de corte que deve ter uma dureza superior agrave
do material a ser cortado e possuir um soacute gume cortante [10]
As operaccedilotildees de usinagem podem ser divididas em desbaste e acabamento No
desbaste natildeo existe preocupaccedilatildeo com a qualidade da superfiacutecie uma vez que a prioridade eacute a
retirada de grande volume de material Jaacute no acabamento a prioridade estaacute em obter uma boa
rugosidade superficial e uma boa aparecircncia da superfiacutecie ou entatildeo o que estiver especificado
em projeto [9]
No torneamento a ferramenta penetra na peccedila cujo movimento rotativo ao redor de
seu eixo permite o corte contiacutenuo e regular do material A forccedila necessaacuteria para retirar o
cavaco eacute feita sobre a peccedila enquanto a ferramenta firmemente presa ao porta-ferramenta
contrabalanccedila a reaccedilatildeo dessa forccedila Para realizar o torneamento satildeo necessaacuterios trecircs
movimentos relativos entra a peccedila e a ferramenta (Figura 3)
bull Movimento de corte eacute o movimento principal que permite cortar o material O
movimento eacute rotativo e realizado pela peccedila
bull Movimento de avanccedilo eacute o movimento que desloca a ferramenta
longitudinalmente agrave peccedila
bull Movimento de penetraccedilatildeo eacute o movimento que determina a profundidade de
corte ao deslocar a ferramenta radialmente contra a peccedila e assim regular a
profundidade de corte do passe e a espessura do cavaco
Figura 3 Representaccedilatildeo esquemaacutetica de torneamento [11 Modificado] [11]
MOVIMENTO DE
PENETRACcedilAtildeO
MOVIMENTO
DE AVANCcedilO
MOVIMENTO DE
CORTE
8
Assim como nos outros processos de usinagem o que define como a operaccedilatildeo de
torneamento a ser realizada satildeo os paracircmetros da usinagem Esses paracircmetros precisam ser
bem estudados e definidos para o torneamento produzir peccedilas em conformidade com o projeto
e ao mesmo tempo preservar ao maacuteximo a ferramenta de corte Para o torneamento pode-se
definir como principais paracircmetros de corte [12]
bull Velocidade de Corte (Vc) velocidade perifeacuterica da ponta da ferramenta na peccedila
conforme mostrado na Equaccedilatildeo 21
119881119888 =
120587 lowast 119889 lowast 119899
1000(
119898
119898119894119899)
(21)
d = diacircmetro em mm
n = rotaccedilatildeo em rpm
bull Avanccedilo (a) Deslocamento que a ferramenta faz em uma volta da peccedila O avanccedilo
eacute dado por mmrot
bull Velocidade de avanccedilo (Va) Medida do deslocamento que a ferramenta faz por
unidade de tempo conforme mostrado na Equaccedilatildeo 22
119881119886 = 119886 lowast 119899 (119898119898
119898119894119899)
(22)
bull Profundidade de corte (p) Medida linear da penetraccedilatildeo que a ferramenta faz na
peccedila em cada passe conforme mostrado na Equaccedilatildeo 23
119901 =
119863 minus 119889
2(119898119898)
(23)
D = diacircmetro inicial em mm (antes do passe)
d = diacircmetro final em mm (apoacutes o passe)
A busca por aumento de produtividade nos processos de usinagem vem de longa data
Taylor procurava melhorar o material usado para confeccionar as ferramentas de corte e seus
estudos renderam o desenvolvimento dos accedilos raacutepidos para ferramentas de corte Com a
criaccedilatildeo deste material se tornou possiacutevel elevar a velocidade da usinagem sem trazer grandes
prejuiacutezos agraves ferramentas e assim aumentar a produtividade do processo [13]
9
Com o decorrer dos anos diversas outras contribuiccedilotildees surgiram para poder fazer a
usinagem com velocidades de corte cada vez mais elevadas Essas contribuiccedilotildees foram em
diferentes aacutereas como os materiais para as ferramentas e na elaboraccedilatildeo de maacutequinas-
ferramentas que fossem capazes de suportar tamanhas velocidades e consequentemente as
solicitaccedilotildees que esse tipo de usinagem impotildee na maacutequina [13]
A usinagem em alta velocidade de corte ou HSM (High Speed Machining) ou HSC
(High Speed Cutting) eacute reconhecida como uma importante tecnologia de usinagem em
desenvolvimento e implantaccedilatildeo Esse modo de operaccedilatildeo tem como principal vantagem a
possibilidade de executar usinagem com velocidades de corte cinco a dez vezes maiores do
que as normalmente utilizadas e com avanccedilo e profundidade de corte menores do que os
adotados na usinagem convencional Embora possa ser utilizada em operaccedilotildees de desbaste a
sua aplicaccedilatildeo eacute sobretudo indicada para semi-acabamento e acabamento [14]
A definiccedilatildeo de ldquoalta velocidade de corterdquo eacute relativa pois essa definiccedilatildeo diz respeito ao
material a ser usinado da ferramenta de corte e do processo de usinagem Isto significa dizer
que dependendo da configuraccedilatildeo da operaccedilatildeo ela pode ser considerada em alta velocidade
para um material e baixa para outro por exemplo com uma ferramenta de accedilo raacutepido para
usinagem de um material de baixa resistecircncia os valores dos paracircmetros podem ser
aumentados jaacute para a usinagem de materiais de elevadas resistecircncias esses mesmos
paracircmetros satildeo reduzidos para preservar a peccedila e a ferramenta de corte [13] Por mais incerto
que ainda seja definir quais paracircmetros satildeo considerados alta velocidade Muumlller e Soto 1999
[15] estipularam faixas de velocidades de corte e sua caracterizaccedilatildeo conforme a Figura 4
Figura 4 Faixa de velocidade de corte para diversas operaccedilotildees de usinagem [15
Modificado][15]
10
A seleccedilatildeo cuidadosa dos paracircmetros de corte corretos de usinagem tem forte influecircncia
na obtenccedilatildeo de uma boa integridade superficial Este termo foi primeiramente discutido por
Field e Kahles et al (1964) [16] para eles a Integridade Superficial eacute um meio de definir os
aspectos superficiais em termos da performance de um componente em serviccedilo
Adicionalmente segundo Griffths et al (1989) [17] tambeacutem tem valor topoloacutegico mecacircnico
quiacutemico e metaluacutergico como rugosidade variaccedilotildees de dureza mudanccedilas microestruturais e
tensotildees residuais
Para os processos de usinagem a rugosidade tem grande importacircncias pois a mesma eacute
fundamental para o controle da qualidade das peccedilas produzidas A rugosidade pode ser
definhada como a topografia em escala microscoacutepica apoacutes um processo de retirada de material
como a usinagem Os fatores que contribuem com a rugosidade normalmente estatildeo mais
relacionados com os paracircmetros de processo do que com o maquinaacuterio Alguns exemplos satildeo
marcas deixadas pela ferramenta devido a fragmentos ou ao gume de corte geraccedilatildeo de
rebarba do material durante o corte forma geomeacutetrica da ferramenta quebra de cavaco entre
outros [9]
Dentre os paracircmetros utilizados na avaliaccedilatildeo da rugosidade o mais comumente
empregado eacute o da rugosidade meacutedia (Ra) [18] Tal paracircmetro eacute obtido atraveacutes da meacutedia
aritmeacutetica do perfil da superfiacutecie em relaccedilatildeo a uma linha meacutedia definida atraveacutes de um
comprimento de amostra [19] [20] Segundo Machado et al (2009) [9] outro paracircmetro
largamente utilizado eacute o da rugosidade Total (Rt) que consiste na distacircncia total entre o maior
pico e o vale mais profundo A Figura 5 mostra a representaccedilatildeo graacutefica de ambos os
paracircmetros Ra e Rt
Figura 5 Rugosidades Ra e Rt [21]
11
Segundo Griffths et al (2001) [12] o torneamento produz efeitos termomecacircnicos
que estatildeo diretamente relacionados agrave integridade superficial da peccedila usinada O efeito
mecacircnico adveacutem principalmente das tensotildees de cisalhamentos desenvolvidas no processo
sendo estas distribuiacutedas em trecircs zonas A chamada zona primaacuteria ocorre na peccedila a medida que
o material eacute removido e convertido em cavaco a secundaacuteria fica localizada na parte inferior
do cavaco a medida que este eacute forccedilado contra a ferramenta e a terciaacuteria ocorre na parte
inferior da ferramenta agrave medida que esta eacute arrastada sobre o material receacutem cortado As
tensotildees primaacuterias e terciaacuterias afetam a superfiacutecie da peccedila cortada jaacute a secundaacuteria natildeo como
mostra a Figura 6 [12]
Adicionalmente pode-se relacionar essas zonas com os raios da ponta das ferramentas
e seu desgaste na integridade superficial da peccedila Em uma ferramenta afiada a ponta da
ferramenta tem um raio de tiacutepico de 8 microm Com o uso da ferramenta e sua degradaccedilatildeo o raio
da ponta aumenta levando a uma planificaccedilatildeo da face da ferramenta em contato com a peccedila e
aumentado os valores do acircngulo de inclinaccedilatildeo Com este aumento o material que se encontra
na ponta da ferramenta eacute forccedilado para frente e comprimido contra a superfiacutecie do material
Quando o acircngulo de inclinaccedilatildeo chega a um valor criacutetico segundo Griffths et al (2001) [12]
maior que -75deg a ferramenta deixa de cortar e passa a criar protuberacircncias no material
degradando a integridade superficial do mesmo
Figura 6 Zonas de esforccedilo cisalhante na ferramenta durante o torneamento [12 Modificado]
[12]
Ainda com relaccedilatildeo ao raio da ponta da ferramenta e seu desgaste sabe-se que
ferramentas afiadas geram temperaturas comparativamente menores que uma natildeo afiada
Segundo Griffths et al (2001) [12] uma ferramenta gasta pode gerar temperaturas proacuteximas a
700degC dependendo dos paracircmetros de corte aplicados Considerando que a temperatura de
12
transformaccedilatildeo microestrutural de algumas fases presentes em peccedilas de accedilo estaacute em torno de
723degC pode-se concluir que a usinagem nessas condiccedilotildees pode resultar em transformaccedilatildeo de
fase
Todos estes fatores contribuem para a geraccedilatildeo de tensotildees residuais associadas a um
material torneado Entatildeo pode-se concluir que estas tensotildees podem apresentar diferentes
perfis dependendo de quatildeo gasta a ferramenta estaacute da presenccedila de lubrificaccedilatildeo e das
condiccedilotildees de operaccedilatildeo aleacutem de estarem diretamente relacionadas aos paracircmetros de corte
Normalmente o consenso eacute de que se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser
compressivas enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [12]
221 ndash Torneamento do accedilo 4140
Na literatura satildeo encontrados vaacuterios trabalhos que tecircm como objetivo estudar a
influecircncia dos paracircmetros de corte no desgaste das ferramentas de corte e principalmente na
integridade superficial das peccedilas produzidas Em particular os accedilos 4140 tecircm sido
amplamente estudados neste acircmbito tendo em vista sua aplicaccedilatildeo na induacutestria
Ersan Aslan et al (2007) [22] estudaram os efeitos dos paracircmetros de corte do accedilo
AISI 4140 endurecido (63 HRc) com ferramenta de ceracircmica misturada com Al2O3 + TiCN
no torneamento a seco Neste trabalho concluiu que a velocidade de corte foi o uacutenico fator
estatisticamente significante no desgaste da ferramenta e embora natildeo estatisticamente
significante a profundidade de corte teve uma influecircncia fiacutesica na variaccedilatildeo dos resultados
Apesar de inesperado observaram que velocidades elevadas diminuiacuteam o desgaste da
ferramenta e dessa forma concluiu-se que para minimizar o desgaste da ferramenta
velocidades de corte maiores 250 mmin e niacuteveis reduzidos de profundidade de corte 025
ou 050 mm devem ter preferecircncia Tambeacutem foi relatado que soacute duas interaccedilotildees velocidade
de corte e avanccedilo e avanccedilo e profundidade de corte possuiacuteram significacircncia estatiacutestica na
rugosidade superficial Na anaacutelise dos resultados chegou-se ao consenso de que uma
velocidade de corte elevada 250 mmin uma profundidade de corte miacutenima 025 mm e um
avanccedilo intermediaacuterio 010 mmrev minimizava os valores da rugosidade superficial
Sudhansu et al (2015) [23] pesquisaram a rugosidade superficial e o desgaste da
aresta de corte no torneamento severo do AISI 4140 com dureza de 52 HRc com pastilhas de
ceracircmica misturada com Al2O3 + TiCN e revestidas com PVD-TiN Na pesquisa os
paracircmetros usados foram combinaccedilotildees de velocidades de corte de 100 170 e 240 mmin
13
avanccedilos de 005 010 e 015 mmrev e profundidades de corte de 01 02 e 03 mm Apoacutes a
conclusatildeo dos experimentos conseguiram obter uma superfiacutecie com oacutetimo acabamento com o
torneamento severo tendo como conclusatildeo que a rugosidade superficial era afetada
principalmente pelo avanccedilo e que a profundidade de corte teve impacto despreziacutevel a
velocidade de corte teve um efeito negativo para a rugosidade e que quatildeo maior era a
velocidade de corte empregada (acima de 170 mmin) pior era a rugosidade superficial
Assim como Ersan et al (2007) [22] os autores reafirmaram que a velocidade de corte eacute o
fator preponderante sobre o desgaste da aresta da ferramenta de corte e os efeitos da interaccedilatildeo
avanccedilo-profundidade de corte satildeo notavelmente mais significantes em comparaccedilatildeo com o
avanccedilo somente Ressalta-se tambeacutem que embora a influecircncia da profundidade de corte natildeo
ter sido observada como significante estatisticamente o desgaste da aresta eacute uma funccedilatildeo
crescente da profundidade de corte A rugosidade do accedilo AISI 4140 foi uma funccedilatildeo do perfil
da aresta da pastilha ceracircmica revestida com TiN Quando a velocidade de corte era
aumentada o perfil da aresta da ferramenta crescia e isso causou deterioraccedilatildeo da superfiacutecie
trabalhada Apesar do crescimento do perfil da aresta ter chegado ao limite permissiacutevel de 03
mm a rugosidade Ra natildeo excedeu 16 microm
Alajmi et al (2015) [24] fizeram um monitoramento termograacutefico da aresta de corte
de ferramentas revestidas e natildeo revestidas na busca de aprender sobre os paracircmetros de corte
e suas influecircncias nas ferramentas e no aporte teacutermico nas ferramentas Nesse monitoramento
usou-se os paracircmetros de velocidade de corte de 75 e 115 mmin avanccedilo de 018 e 032
mmrev profundidade de corte de 15mm e com velocidades de cortes de 115 e 75 mmin em
diferentes accedilos sendo um deles o 4140 Com base nos ensaios realizados os autores
observaram que a velocidade de corte natildeo teve efeito significante nas temperaturas
observadas diferente do avanccedilo que com a sua reduccedilatildeo resultava em maiores valores de
temperatura Com a deformaccedilatildeo da aresta de corte uma elevaccedilatildeo da temperatura foi
observada provavelmente pela maior aacuterea de contato causada por essa deformaccedilatildeo e a
temperatura produzida pelas ferramentas eram menores quando as ferramentas possuiacuteam
revestimento Observou-se tambeacutem a importacircncia do uso de revestimento nas ferramentas e
sua influecircncia nas temperaturas obtidas conforme apresenta a Tabela 3 e as Figuras 6 e 7
14
Tabela 3 Testes e paracircmetros de ferramentas revestidas e sem revestimento [24 Modificado] [24]
Teste (nuacutemero)
Paracircmetros de corte Velocidade (V)
mmin Avanccedilo (f)
mmrev Profundidade de corte
(d) mm Diacircmetro
(mm) N
(rpm) T1 115 032 15 100 360 T2 115 018 15 100 360 T3 75 032 15 100 250 T4 75 018 15 100 250
Figura 7 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
15
Figura 8 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
Akbar et al (2008) [25] fizeram uma anaacutelise experimental da particcedilatildeo teacutermica no
torneamento a seco do accedilo AISI 4140 aplicando diferentes velocidades de corte incluindo
velocidades convencionais e altas velocidades de torneamento (100 197 314 395 565 628
785 e 880 mmin) O avanccedilo e a profundidade de corte foram mantidos constantes (01
mmrev e 25mm respectivamente) e o comprimento cortado foi limitado a 5mm para
minimizar a variaccedilatildeo que o desgaste da ferramenta poderia trazer Foram usadas duas
ferramentas uma de metal duro sem revestimento e outra com revestimento de TiN
Observou-se uma variaccedilatildeo no comportamento das forccedilas de corte com o aumento da
velocidade corte Variando a velocidade de corte de 100 ateacute 395 mmin a forccedila de corte
diminuiacutea Entretanto na faixa de 395 e 565 mmin essa forccedila cresce junto com a elevaccedilatildeo da
velocidade Em seguida a forccedila torna a diminuir na regiatildeo de altas velocidades acima de 565
mmin
Neste mesmo trabalho revelou-se que para as ferramentas revestidas com TiN as
forccedilas de corte diminuiacuteram gradativamente quando a velocidade aumentava (de 100 ateacute 880
mmin) A medidas experimentais de forccedila de corte e de avanccedilo foram maiores para as
ferramentas natildeo-revestidas em todas as velocidades estudadas Relata-se que este fenocircmeno
pode ser decorrente da reduccedilatildeo da fricccedilatildeo e da adesatildeo com a peccedila que o revestimento de TiN
proporciona A forccedila de avanccedilo tambeacutem reduziu gradualmente com o aumento da velocidade
de corte em todos os testes tanto para as ferramentas com revestimento ou sem
16
23 ndash Tensotildees Residuais
Matsumoto et al (1986) [26] definiram tensatildeo residual como a tensatildeo que permanece
no componente apoacutes a solicitaccedilatildeo termomecacircnica agrave qual foi submetido Sua presenccedila pode ser
uacutetil ou deleteacuteria dependendo da sua natureza trativa ou compressiva e magnitude alta ou
baixa A classificaccedilatildeo atual dos tipos de tensotildees residuais eacute definida quanto a sua abrangecircncia
podendo ser classificadas como Tensotildees Macroscoacutepicas tambeacutem referenciada como Tipo I
Tensotildees Microscoacutepicas chamadas de Tipo II e Tensotildees submicroscoacutepicas ou Tipo III [27]
bull Tensotildees residuais do tipo I Satildeo tensotildees a niacuteveis macroscoacutepicos em uma escala
maior que o tamanho de gratildeo do material
bull Tensotildees residuais do tipo II Satildeo tensotildees microscoacutepicas que variam dentro da
escala de um gratildeo individual Tais tensotildees satildeo esperadas natildeo somente em
materiais com muacuteltiplas microestruturas mas inclusive em materiais que
possuem uma microestrutura uacutenica devido a anisotropia e o comportamento de
cada gratildeo
bull Tensotildees residuais do tipo III Tambeacutem satildeo tensotildees microscoacutepicas poreacutem esta
existe dentro do gratildeo Por isso muitas vezes satildeo chamadas de submicroscoacutepicas
Satildeo essencialmente resultado da presenccedila de descontinuidades e outros defeitos
da estrutura cristalina do material Normalmente vem acompanhada da Tensatildeo
de Tipo II
Na Figura 9 eacute apresentado um diagrama esquemaacutetico que mostra os 3 tipos de tensatildeo
residual (120590119868 120590119868119868 119890 120590119868119868119868) [27]
17
Figura 9 Desenho esquemaacutetico dos tipos de tensatildeo residual [27]
A anaacutelise das tensotildees residuais presentes nos componentes mecacircnicos bem como a
compreensatildeo do comportamento das propriedades mecacircnicas dos materiais quando sujeitos a
campos de tensotildees originados nos processos usinagem eacute de grande importacircncia para diversas
aacutereas Estaacute bem estabelecido que a presenccedila de tensotildees residuais compressivas na superfiacutecie
do material aumenta a sobrevida em fadiga pois a compressatildeo dificulta a nucleaccedilatildeo eou a
propagaccedilatildeo de trincas [28] Em contrapartida tensotildees trativas podem se somar agraves tensotildees de
trabalho mesmo no regime elaacutestico podendo levar a ruptura prematura do componente [29]
231 ndash Tensotildees Residuais em usinagem
As tensotildees residuais satildeo desenvolvidas em qualquer processo termomecacircnico sendo
essas tensotildees classificadas de acordo com sua origem em Teacutermica Quiacutemica e Mecacircnica
Entre as trecircs origens as tensotildees de origem teacutermica em um niacutevel macroscoacutepico satildeo
decorrentes de um aquecimento e resfriamento natildeo uniforme advindas de processos como a
usinagem e tratamentos teacutermicos Adicionalmente restriccedilotildees impostas por peccedilas de grande
volume podem levar ao desenvolvimento de tensotildees elevadas magnitudes devido ao
gradiente teacutermico entre a superfiacutecie e o nuacutecleo da peccedila Um exemplo eacute o processo de tempera
de um accedilo que leva a tensotildees compressivas na superfiacutecie balanceadas com tensotildees trativas no
centro do componente [27]
Tensotildees de origem quiacutemica se desenvolvem devido a mudanccedilas de volume associadas
com reaccedilotildees quiacutemicas precipitaccedilatildeo e transformaccedilatildeo de fase Tratamento quiacutemicos
18
superficiais e revestimento de materiais levam a um gradiente de tensatildeo residual de elevada
magnitude nas camadas superficiais [27] Como exemplo cita-se a nitretaccedilatildeo que tende a gerar
tensotildees compressivas na regiatildeo de difusatildeo por causa da expansatildeo estrutural e precipitaccedilatildeo de
nitretos [30]
O escoamento plaacutestico natildeo homogecircneo tambeacutem resulta em campos de tensatildeo residual
neste caso de origem mecacircnica Essas tensotildees podem se desenvolver de forma natural durante
o processo de fabricaccedilatildeo ou tratamento teacutermico dos materiais podendo ser tambeacutem
introduzidas de forma deliberada para o desenvolvimento de um perfil especiacutefico de tensatildeo
[27] Seja qual for o processo de usinagem de materiais metaacutelicos iraacute causar tensotildees residuais
que podem alcanccedilar valores proacuteximos ao limite de escoamento do material e influenciar na
vida em serviccedilo de componentes mecacircnicos Portanto definir o processo adequado para cada
aplicaccedilatildeo requer a previsatildeo de quatildeo elevada seraacute a tensatildeo residual gerada em funccedilatildeo dos
paracircmetros envolvidos no do processo utilizado [31]
Pesquisadores concordam que as tensotildees residuais de um componente satildeo um
conjunto das trecircs fontes de tensatildeo residual Muito dificilmente um componente soacute teraacute sido
submetido agrave processos que soacute resultem de uma soacute fonte de tensatildeo residual Especificamente
na usinagem os paracircmetros de corte utilizados na usinagem como velocidade de corte
velocidade de avanccedilo profundidade de corte aleacutem do estado da ferramenta e tipo de
lubrificaccedilatildeo empregadas podem levar a uma variaccedilatildeo significativa da taxa de produccedilatildeo e
tambeacutem nas tensotildees residuais presentes no componente usinado [32] Em geral o consenso eacute
de que na usinagem se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser compressivas
enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [14] Contudo Matsumoto et
al (1986) [26] afirmam que em funccedilatildeo da dureza do material a usinagem pode promover
tensotildees residuais de compressatildeo ou de traccedilatildeo Por exemplo para os accedilos de baixa dureza a
tensatildeo residual eacute trativa e para os accedilos com elevada dureza a tensatildeo residual eacute compressiva
232 ndash Tensotildees Residuais em torneamento
O estudo sobre tensotildees residuais em usinagem em particular no torneamento
aumentou nos uacuteltimos anos A necessidade de ganhar produtividade leva os setores de
usinagem a empregar paracircmetros de corte cada vez mais severos o que tende a mudar
19
significativamente o estado das tensotildees residuais principalmente as superficiais nos
componentes usinados
Capello et al (2004) [32] fizeram um estudo comparando a influecircncia dos paracircmetros
de corte no torneamento de diferentes materiais nas tensotildees residuais obtidas Nesse trabalho
foi utilizada uma velocidade de corte fixa e quatro paracircmetros distintos profundidade de
corte avanccedilo raio da ponta da ferramenta e acircngulo de entrada para 3 accedilos diferentes Um accedilo
com propriedades mecacircnicas elevadas (39NiCrMo3) o segundo com propriedades
intermediaacuterias (C45 steel) e o terceiro com propriedades baixas (Fe370) Pelos resultados
obtidos foi verificado que os paracircmetros que se expressavam mais nas tensotildees residuais
foram o avanccedilo colocado na maacutequina e o raio da ferramenta Com a elevaccedilatildeo do valor do
avanccedilo e com o aumento do raio da ferramenta as tensotildees geradas resultantes se
pronunciavam com caraacuteter trativo
Garcia et al (2012) [33] realizaram um estudo sobre o efeito dos paracircmetros de corte
na geraccedilatildeo das tensotildees residuais superficiais no torneamento de um accedilo AISI 4340 Como
principais conclusotildees esse trabalho mostrou que com o aumento da velocidade de corte as
tensotildees residuais tendiam a serem menos trativas Contudo as tensotildees residuais tendem a ser
mais trativas com o aumento do avanccedilo possivelmente em virtude do aumento da temperatura
de corte e a rugosidade superficial tambeacutem se elevava Logo a integridade superficial
piorava com o aumento do avanccedilo de corte A Figura 10 mostra as curvas obtidas nas direccedilotildees
de avanccedilo (longitudinal) e direccedilatildeo de corte (circunferencial) onde eacute possiacutevel observar o
comportamento trativo das tensotildees residuais Esses dados indicando que os fatores (teacutermico
deformaccedilatildeo plaacutestica e de transformaccedilatildeo fase) responsaacuteveis pela geraccedilatildeo das tensotildees
superficiais mudam de acordo com o campo da velocidade de corte empregado Neste caso
para velocidades menores o fator mais expressivo eacute a temperatura que gera tensotildees teacutermicas
de traccedilatildeo e para velocidades mais elevadas as tensotildees geradas pela transformaccedilatildeo de fase
eou de deformaccedilatildeo plaacutestica eram as que adquiriam maior importacircncia
20
Figura 10 Tensotildees residuais medidas na direccedilatildeo de longitudinal (a) e na direccedilatildeo
circunferencial (b) [33]
21
233 ndash Tensometria por difraccedilatildeo de Raios-X
Existem diversas teacutecnicas experimentais de se obter os valores de tensatildeo residual
Bordinassi et al (2006) [34] citam que atualmente os dois meacutetodos mais utilizados satildeo o do
furo cego e a tensometria por difraccedilatildeo de raios-X sendo este uacuteltimo o mais utilizado dentre os
dois Martins et al (2004) [35] afirmam tambeacutem que o meacutetodo por difraccedilatildeo de raios-X
apresenta os melhores resultados quando comparado com o meacutetodo micromagneacutetico e
meacutetodo do furo Todas essas teacutecnicas podem ser classificadas de acordo com o niacutevel de dano
introduzido no material em [36]
bull Destrutivas processos que para obtenccedilatildeo das informaccedilotildees de deformaccedilatildeo
necessaacuterias para a anaacutelise das tensotildees residuais comprometem ou
impossibilitam o uso da amostra analisada
bull Natildeo destrutivos natildeo precisam da remoccedilatildeo material e natildeo provocam qualquer
tipo de dano durante a mediccedilatildeo de tensotildees residuais
bull Parcialmente destrutivas alguns autores como Hilson et al (2009) [36]
defendem que existe uma terceira categoria que eacute caracterizada pelo dano na
peccedila poreacutem com possibilidade de utilizaccedilatildeo da amostra como ilustra a Figura
11
Figura 11 Classificaccedilatildeo dos processos de mediccedilatildeo de tensotildees residuais [37]
22
Aleacutem dos danos causados no material outros fatores devem ser levados em
consideraccedilatildeo ao escolher a teacutecnica adequada Satildeo eles [27]
bull Fatores relativos a praticidade custo e disponibilidade do equipamento
portabilidade velocidade de mediccedilatildeo existecircncia de procedimento padronizado e
niacutevel de habilidade requerida do operador
bull Fatores relativo ao material classe do material que pode ser analisado por uma
teacutecnica particular preparaccedilatildeo preacutevia da superfiacutecie e necessidade de propriedades
especiacuteficas
bull Fatores relativos a mediccedilatildeo resoluccedilatildeo penetraccedilatildeo tipo de tensatildeo detectada
gradiente de tensatildeo incerteza e aacuterea ou volume de anaacutelise
A maioria das teacutecnicas existentes satildeo capazes de medir tensotildees residuais do tipo I
Poreacutem somente algumas como difraccedilatildeo de raios-X possuem a resoluccedilatildeo necessaacuteria para
medir tensotildees residuais de tipo II E mesmo com bons niacuteveis de resoluccedilatildeo as incertezas das
mediccedilotildees podem ser elevadas chegando a 30 do valor medido [27] Um resumo desses
fatores estaacute descrito na Tabela 4
Tabela 4 Teacutecnicas e caracteriacutesticas para determinaccedilatildeo da tensatildeo residual [27 Modificado] [27]
Teacutecnica Velocidade Penetraccedilatildeo Aacuterea de anaacutelise
Resoluccedilatildeo Tipo de Tensatildeo
Furos Cego
Raacutepida Meacutedia
Igual ao tamanho do furo
1-2 mm diacircmetro
50 -100 microm I
Difraccedilatildeo de Raio-X
Raacutepida Meacutedia
Ateacute 1 mm 01 ndash 1 mmsup2 20 microm I e II
Ultrassom Raacutepida gt100 mm 1-400 mmsup2 1 mm I
Magneacutetica Raacutepida 20 a 300 microm gt2 mmsup2 5 mm I
A teacutecnica utilizada nos procedimentos experimentais deste trabalho foi a de difraccedilatildeo
de Raios X Atraveacutes desta teacutecnica a deformaccedilatildeo causada na superfiacutecie eacute obtida pela razatildeo da
variaccedilatildeo da distacircncia interplanar pela distacircncia livre de deformaccedilatildeo Como pode ser
observado na Figura 12 o paracircmetro chamado de distacircncia interplanar eacute representado pela
letra ldquodrdquo Esta distacircncia eacute entatildeo convertida em tensatildeo segundo equaccedilotildees derivadas da teoria
da elasticidade [38] ou seja a variaccedilatildeo da distacircncia entre planos cristalinos induzida pela
presenccedila de tensotildees eacute medida com base na lei de Bragg e as tensotildees satildeo calculadas
23
assumindo-se que a distorccedilatildeo ocorre no regime elaacutestico Desta forma somente a parte elaacutestica
do campo de deformaccedilotildees eacute medida uma vez que a deformaccedilatildeo plaacutestica natildeo afeta os
paracircmetros cristalinos Como dito anteriormente esta eacute uma teacutecnica natildeo destrutiva e como a
maioria das teacutecnicas natildeo destrutivas eacute limitada agraves camadas superficiais na ordem de 10 microm
[35]
Figura 12 Difraccedilatildeo de raios-X em cristais simples carregados e descarregados [39]
Bragg descreve a difraccedilatildeo de raios X no estado inicial natildeo deformado como uma
reflexatildeo segundo alguns planos cristalinos Estes planos possuem uma distacircncia ldquodrdquo chamada
de distacircncia interplanar Um feixe paralelo de raios-X de comprimento de onda λ que incide
na superfiacutecie deste material com um acircngulo de incidecircncia θ iraacute sofrer uma difraccedilatildeo sob o
mesmo acircngulo θ desde que a equaccedilatildeo de Bragg seja satisfeita (equaccedilatildeo 31)
119899 = 2119889 ∙ 119904119890119899120579 (31)
24
Entatildeo ao utilizar um feixe de raios-X monocromaacuteticos (λ = constante) o valor do
acircngulo θ referente a uma intensidade maacutexima de difraccedilatildeo depende somente da distacircncia
interplanar ldquodrdquo
A derivada da expressatildeo de Bragg indica que
∆119889
119889+
119888119900119904120579
119904119890119899120579∙ ∆120579 = 0 (32)
120576 = minus∆120579 ∙ cot 119892120579 (33)
∆120579 = 120579119888119900119898 119905119890119899119904atilde119900 minus 120579119904119890119898 119905119890119899119904atilde119900 (34)
Medindo ∆120579 pode-se calcular a deformaccedilatildeo e consequentemente a respectiva tensatildeo
residual Vaacuterios meacutetodos satildeo propostos para determinaccedilatildeo das deformaccedilotildees segundo a
difraccedilatildeo de raiosndashX [39] [40] Poreacutem no escopo deste trabalho seraacute tratado somente o meacutetodo
do sensup2 Segundo Bordinassi et al (2006) [34] este meacutetodo tem sua maior aplicabilidade
quando se busca maior exatidatildeo nas medidas cujas amostras possuem um certo grau de
textura Este meacutetodo nada mais eacute que a adequaccedilatildeo da Equaccedilatildeo 33 utilizando coordenadas
polares (Figura 13) ao estado real de tensotildees que resulta em
120576(120593) = cot 119892120579 ∙ (120579120593 minus 120579119900) (35)
Figura 13 Sistema de coordenadas polares [41 Modificado] [41]
Sabendo que
25
120576120593 = (1205901 ∙ 1198881199001199042120593 + 1205902 ∙ 1199041198901198992120593)1199041198901198992 minus 120583(1205901 + 1205902 + 1205903)
119864 (36)
Mantendo o acircngulo 120593 fixo e determinando a diferenccedila entre as deformaccedilotildees em duas
direccedilotildees distintas atraveacutes do acircngulo obtemos
120576(1205932) minus 120576(1205931) = cot 119892120579119900 ∙ (1205791205932minus 1205791205931
) (37)
Reescrevendo o primeiro termo da equaccedilatildeo 36 em funccedilatildeo da diferenccedila de deformaccedilatildeo
entre duas direccedilotildees diferentes temos
120576(1205932) minus 120576(1205931) =(1 + 120583) ∙ 120590120593 ∙ (11990411989011989922 minus 11990411989011989921)
119864 (38)
Substituindo o primeiro membro da Equaccedilatildeo 38 pelo segundo membro da equaccedilatildeo 37
obteacutem-se a equaccedilatildeo utilizada na mediccedilatildeo de tensotildees residuais
120590120593 =119864
(1 + 120583)∙ cot 119892120579119900 ∙
(1205791205932minus 1205791205931
)
(11990411989011989922 minus 11990411989011989921) (38)
O graacutefico da Figura 14 eacute obtido pela plotagem das variaccedilotildees dos acircngulos de difraccedilatildeo
2θ com as variaccedilotildees dos acircngulos de incidecircncia dos raios-X Podemos observar a partir da
equaccedilatildeo 38 que a tensatildeo residual eacute diretamente proporcional agrave derivada de 2θ em funccedilatildeo de
sensup2ψ
Figura 14 Estado de tensatildeo do material em funccedilatildeo do declive da curva 2θ x sensup2ψ [41]
26
Capiacutetulo 3
Materiais e Meacutetodos
A realizaccedilatildeo do procedimento experimental teve algumas fases dentre as quais pode-
se citar a preparaccedilatildeo das amostras torneamento em alta velocidade mediccedilatildeo das tensotildees
residuais superficiais por difraccedilatildeo de raios-x e anaacutelise dos resultados Os itens subsequentes
descrevem em detalhes todos os meacutetodos equipamentos e procedimentos utilizados neste
trabalho
31 ndash Material
O material utilizado na confecccedilatildeo das amostras foi o accedilo SAE 4140 cuja a dureza
medida foi de aproximadamente 15 HRc Este accedilo foi adquirido em barras de duas polegadas
de diacircmetro por 120 mm de comprimento e em cada barra foi confeccionado 4 amostras
conforme a Figura 15
Figura 15 Representaccedilatildeo esquemaacutetica das amostras
27
32 ndash Preparaccedilatildeo das amostras
A amostra foi usinada no torno mecacircnico convencional do Laboratoacuterio de Pesquisa em
Usinagem (LABUS) do Centro Federal de Ensino Tecnoloacutegico Celso Suckow da Fonseca
(CEFET ndash RJ Maracanatilde) conforme a Figura 16 Na operaccedilatildeo foi utilizado fluido de corte
para tentar amenizar a influecircncia desta usinagem no resultado final
Figura 16 Torno utilizado na preparaccedilatildeo da amostra
A partir dos resultados obtidos das tensotildees residuais apoacutes a usinagem no torno
convencional constatou-se que as medidas foram muito aleatoacuterias devido ao desgaste da
ferramenta utilizada e entatildeo optou-se por realizar um tratamento teacutermico de aliacutevio de tensotildees
(TTAT) para evitar que os resultados da usinagem principal fossem influenciados pela
operaccedilatildeo anterior As amostras foram aquecidas agrave uma taxa de aproximadamente 175 ordmC
min Apoacutes atingida e estabilizada a temperatura de 600degC a amostra permaneceu nesta
condiccedilatildeo por 2 horas sendo posteriormente resfriada no forno Os valores das tensotildees foram
medidos novamente apoacutes o tratamento
28
33 ndash Torneamento em Alta Velocidade
O torno utilizado nas operaccedilotildees em alta velocidade foi o centro de torneamento Romi
modelo Centur 30D conforme apresenta a Figura 17 capaz de operar em uma faixa em
velocidades entre 4 a 4000 rpm e com potecircncia de 10 CV
Figura 17 CNC Romi Centur 30D
De acordo com as caracteriacutesticas do torno foram escolhidos os paracircmetros mostrados
na Tabela 5 que podem se enquadrar no regime de torneamento em alta velocidade A
profundidade de corte (ap) tambeacutem foi modificada entre as condiccedilotildees [33] Entatildeo o
torneamento das amostras foi fundamentado em um experimento fatorial de quatro
combinaccedilotildees sendo duas repeticcedilotildees para cada combinaccedilatildeo Foi usado um avanccedilo (a)
constante para todas as condiccedilotildees de 02 mmrot A programaccedilatildeo utilizada pode ser
encontrada no Anexo A
Tabela 5 Tabela das Condiccedilotildees
Condiccedilatildeo A B Vc [mmin] ap [mm]
1 -1 -1 500 01
2 -1 1 500 02
3 1 -1 600 01
4 1 1 600 02
29
Onde
Fatores A Velocidade de Corte (Niacuteveis 119881minus1 = 500 119898119898119894119899 e 119881+1 = 600 119898119898119894119899)
B Profundidade de Corte (Niacuteveis 119865minus1 = 01 119898119898 ou 119865+1 = 02 119898119898)
Tratamentos
119881minus1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 02 mm
119881minus1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 02 mm
Unidade
Experimental Mega Pascal
As ferramentas utilizadas foram os insertos VBMT 160408-PM4325 da Sandvik com
geometria mostrada na Figura 18 Para cada condiccedilatildeo foi utilizado um soacute gume de corte para
garantir a uniformidade da aresta de corte e evitar que o desgaste da ferramenta influenciasse
nos resultados finais A Tabela 6 fornece as principais caracteriacutesticas do inserto
Figura 18 Insertos utilizados no torneamento
Tabela 6 Propriedades do inserto
Tamanho Efetivo da aresta de corte (LE) 15806 mm
Diacircmetro ciacuterculo inscrito (IC) 9525 mm
Raio da ponta (RE) 0794 mm
Espessura (S) 4763 mm
30
34 ndash Mediccedilatildeo das tensotildees residuais
As mediccedilotildees de tensotildees residuais foram realizadas no Laboratoacuterio de Anaacutelise de
Tensotildees (LAT) do Departamento de Engenharia Mecacircnica da Universidade Federal
Fluminense (UFF) A teacutecnica adotada foi a de tensometria por difraccedilatildeo de raios-X utilizando-
se o equipamento de anaacutelise de tensotildees da Stressrad (Figura 19)
Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra
As amostras foram medidas em duas direccedilotildees longitudinal (L) e circunferencial copy
conforme detalha a Figura 20 Os seguintes paracircmetros foram adotados
Radiaccedilatildeo Crκα (λ=22809Å) difratando o plano cristalograacutefico (211) da ferrita
Acircngulo de difraccedilatildeo de ferrita (2θ) 1562ordm
Acircngulos Ψ 0ordm 21ordm 30ordm 38ordm 45ordm
Tempo de exposiccedilatildeo ao Raio-X 45s para cada acircngulo Ψ
FONTE DE ALTA TENSAtildeO
AMOSTRA SOFTWARE
TUBO DE Crκα
GONIOcircMETRO
31
Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial
A rugosidade superficial das amostras foi medida com o rugosiacutemetro da Taylor
Hobson Precision Surtronic 25 (Figura 21) As mediccedilotildees foram feitas em pontos distintos da
amostra no sentido longitudinal procurando obter o resultado que melhor representasse a
rugosidade real das amostras Foram realizadas 7 medidas em cada amostra
O paracircmetro adotado foi a rugosidade meacutedia (Ra) na qual o comprimento de mediccedilatildeo
foi de L= 400 e o de amostragem igual a La = 08mm O raio da ponta do apalpador eacute de
5microm conferindo ao equipamento uma resoluccedilatildeo de 001microm com precisatildeo de 2 do valor
medido
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson
32
Capiacutetulo 4
Resultados e discussotildees
As anaacutelises inicias foram com base nos valores de tensatildeo residuais (TR) sendo as
medidas realizadas apoacutes a preparaccedilatildeo das amostras mas devido a heterogeneidade
apresentada pelas mesmas foi realizado um TTAT Apoacutes o tratamento teacutermico obteve-se uma
meacutedia de -144 MPa nas tensotildees residuais longitudinais (L) e de -142 MPa na direccedilatildeo
circunferencial (C) com erro de aproximadamente 15 MPa Apoacutes a usinagem principal as
tensotildees residuais foram medidas novamente e a Tabela 7 apresenta os valores obtidos em
todas as amostras
Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem
Condiccedilatildeo Amostra Tensatildeo Residual [MPa]
Longitudinal (L) Circunferencial (C)
1 2D -183 plusmn 20 435 plusmn 31
2C 67 plusmn 1 550 plusmn 16
2 2B -162 plusmn 33 498 plusmn 0
2A 179 plusmn 25 508 plusmn 101
3 1D -260 plusmn 75 291 plusmn 41
1C -90 plusmn 0 405 plusmn 33
4 1B 97 plusmn 23 369 plusmn 1
1A 125 plusmn 6 262 plusmn 8
A Figura 22 mostra os valores das tensotildees residual nas direccedilotildees circunferencial e longitudinal
respectivamente Com base nos graacuteficos nota-se que o comportamento das TR
circunferenciais eacute homogecircneo e coerente com a literatura [33] onde com valores maiores de
velocidade de corte tem-se uma diminuiccedilatildeo na magnitude das tensotildees trativas Entretanto na
longitudinal haacute muita heterogeneidade nos valores o que torna difiacutecil a anaacutelise dos resultados
nesta direccedilatildeo
33
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Longitudinal
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
1 2 3 4Condiccedilotildees
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Condiccedilotildees
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial
A Tabela 8 apresenta a meacutedia das tensotildees para cada condiccedilatildeo tanto na direccedilatildeo
longitudinal quanto na transversal a fim de analisar a influecircncia de cada paracircmetro nas
tensotildees residuais gerados no torneamento Conforme valores apresentados as tensotildees
superficiais circunferenciais encontram-se no estado de traccedilatildeo enquanto as tensotildees na direccedilatildeo
longitudinal apresentam um misto de compressatildeo e traccedilatildeo
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual
Condiccedilatildeo Tensotildees residuais (MPa)
C L
1 4925 plusmn 5 -58 plusmn 3
2 503 plusmn 7 85 plusmn 5
3 348 plusmn 6 -175 plusmn 6
4 3155 plusmn 2 111 plusmn 4
34
Avaliando o graacutefico da Figura 23 eacute possiacutevel observar uma clara reduccedilatildeo nos valores
das tensotildees quando passamos do regime de velocidade de 500mmin (condiccedilotildees 1 e 2) para o
de 600mmin (condiccedilotildees 3 e 4) Isto sugere que a tendecircncia da tensatildeo residual eacute reduzir seu
valor com o aumento da velocidade de corte conforme previsto na literatura [33] para
condiccedilotildees de transiccedilatildeo baixa-alta velocidade de corte Este comportamento sugere que a
condiccedilatildeo um e dois encontram-se no limiar do regime de altas velocidades
Com relaccedilatildeo ao efeito da profundidade nota-se que o comportamento das tensotildees
residuais eacute resultado da combinaccedilatildeo entre profundidade e velocidade Quando se tem
velocidades de corte maior o aumento da profundidade tende a diminuir os valores das
tensotildees ou seja aumenta o efeito da deformaccedilatildeo plaacutestica sobre o gradiente teacutermico o que natildeo
eacute evidente para velocidades menores
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Profundidade
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial
Na direccedilatildeo longitudinal (Figura 24) percebe-se uma amplificaccedilatildeo do efeito da
profundidade de corte na tensatildeo residual com o aumento da velocidade de corte Para as
amostras que foram submetidas agrave maior velocidade de corte ocorreu um aumento expressivo
da diferenccedila dos valores de tensotildees residuais encontrados em funccedilatildeo de uma mesma
profundidade de corte utilizada Contudo considerando o desvio padratildeo entre as medidas natildeo
35
se pode concluir qual a tendecircncia das TR na direccedilatildeo longitudinal com essa quantidade de
amostras pois haacute muita heterogeneidade nas medidas
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
LongitudinalT
ensatilde
o R
esid
ual (
MP
a)
Profundidade
Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal
Com relaccedilatildeo agrave rugosidade a literatura [10] descreve que com o aumento da velocidade
de corte ocorre uma diminuiccedilatildeo dos valores meacutedios de rugosidade enquanto que o aumento
da profundidade de corte acarreta em valores maiores de rugosidade apesar deste uacuteltimo natildeo
impactar tanto nos resultados Analisando os valores de rugosidade apresentados na Figura 25
em conjunto com a Figura 26 nota-se que os menores valores meacutedios de rugosidade foram
obtidos para os maiores valores de velocidade de corte (condiccedilotildees 3 e 4) Contudo tambeacutem
fica claro que existe uma inconsistecircncia dos valores apresentados na condiccedilatildeo dois O valor
esperado para esta condiccedilatildeo era seguir a tendecircncia das condiccedilotildees trecircs e quatro ou seja o valor
meacutedio de rugosidade da condiccedilatildeo dois deveria ser da mesma magnitude do valor da condiccedilatildeo
um poreacutem superior assim como o da condiccedilatildeo quatro eacute maior do que o da condiccedilatildeo trecircs
36
01 0223
24
25
26
27
28
29
30Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Profundidade
Vc = 500 [mmin] Vc = 600 [mmin]
Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade
1 2 3 423
24
25
26
27
28
29
30 Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Condiccedilatildeo
Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial
Analisando a Figura 27 eacute perceptiacutevel que o aumento da profundidade de corte
ocasionou resultados com tensotildees longitudinais de natureza trativa Isso pode ser relacionado
37
com um possiacutevel fator teacutermico imposto pela maior profundidade de corte sendo mais
evidente com maiores valores de velocidade de corte Entretanto quando se compara tensotildees
residuais com rugosidade novamente natildeo haacute como chegar a conclusotildees
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
1 2 3 4
Longitudinal
Condiccedilotildees
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
24
26
28
30
Rug
osid
ade
(μm
)
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
ix
LISTA DE TABELAS Tabela 1 Composiccedilatildeo quiacutemica accedilo SAE 4140 (em de peso) [4 Modificado] 4 Tabela2Propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140 em temperatura ambiente [3 Modificado] 4 Tabela 3 Testes e paracircmetros de ferramentas revestidas e sem revestimento [24 Modificado] 14 Tabela 4 Teacutecnicas e caracteriacutesticas para determinaccedilatildeo da tensatildeo residual [27 Modificado] 22 Tabela 5 Tabela das Condiccedilotildees 28 Tabela 6 Propriedades do inserto 29 Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem 32
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual 33
1
Capiacutetulo 1
Introduccedilatildeo
Com a crescente demanda por inovaccedilotildees nos processos produtivos e o niacutevel atual de
desenvolvimento das ferramentas de usinagem com novos materiais geometrias e coberturas
a usinagem de accedilo estaacute assumindo um grande destaque no meio industrial Nas operaccedilotildees de
acabamento em produccedilatildeo seriada o torneamento de peccedilas em accedilo estaacute se tornando uma
alternativa ao processo de retificaccedilatildeo reduzindo consideravelmente o tempo e o custo de
fabricaccedilatildeo possibilitando em alguns casos uma reduccedilatildeo de ateacute 60 [1] Contudo os
processos de usinagem induzem na camada superficial e subsuperficial da peccedila alguma
alteraccedilatildeo estrutural gerando tensotildees residuais que dependendo do seu sinal e magnitude
podem trazer benefiacutecios ou prejuiacutezos para a vida em serviccedilo da peccedila usinada [2]
Estudos de integridade superficial vem sendo desenvolvidos e aprimorados
continuamente visando a otimizaccedilatildeo dos paracircmetros de corte aplicados em operaccedilotildees de
usinagem principalmente no torneamento em altas velocidades Como se sabe a busca por
maior produtividade e reduccedilatildeo de custos eacute constante na aacuterea metal-mecacircnica Assim natildeo
basta aumentar o tempo de vida de uma ferramenta de corte eacute preciso compreender como os
paracircmetros de corte influenciam na qualidade e propriedade da peccedila produzida
11 ndash Motivaccedilatildeo
A necessidade de aumentar a produtividade incentiva os setores de usinagem a
empregar paracircmetros de corte cada vez mais severos o que tende a mudar significativamente
a integridade superficial das peccedilas fabricadas principalmente o estado das tensotildees residuais
As tensotildees residuais geradas durante a usinagem de determinado material dependem
especialmente do material da peccedila do tipo e geometria da ferramenta e dos paracircmetros de
usinagem tais como velocidade de corte avanccedilo e profundidade de corte Assim se torna de
fundamental importacircncia tecnoloacutegica o desenvolvimento de estudos sobre como os
paracircmetros de corte influenciam nas tensotildees residuais apoacutes processos de usinagem sobretudo
quando se tratar de processos em altas velocidades
2
12 ndash Justificativa
Pesquisas em usinagem satildeo realizadas constantemente O desenvolvimento dos
chamados processos de usinagem com alta velocidade de corte (HSC ndash High Speed Cutting ou
HSM ndash High Speed Machining) vem melhorando dia a dia a produtividade do setor com a
diminuiccedilatildeo do tempo de usinagem Entretanto por ser um processo severo tanto as
ferramentas de corte quanto as peccedilas produzidas podem sofrer danos irreversiacuteveis e prejudicar
todo o processo de fabricaccedilatildeo Neste acircmbito o estudo sobre como os paracircmetros de corte
influenciam na operaccedilatildeo e na qualidade da peccedila fabricada satildeo fundamentais para o contiacutenuo
desenvolvimento tecnoloacutegico da aacuterea de usinagem
13 ndash Objetivos
O estudo de processos de fabricaccedilatildeo por usinagem e suas influecircncias nas propriedades
macroscoacutepicas satildeo fundamentais para melhorar a produccedilatildeo e eficaacutecia dos procedimentos
adotados atualmente na induacutestria A intenccedilatildeo deste trabalho eacute contribuir com informaccedilotildees
sobre a integridade superficial resultante do torneamento em alta velocidade de componentes
mecacircnicos com foco nas tensotildees residuais geradas nesses processos que em funccedilatildeo da sua
natureza e magnitude podem ser beneacuteficas ou prejudiciais para a vida em serviccedilo da peccedila
usinada
14 ndash Metodologia e Trabalho Realizado
O presente trabalho foi realizado em cinco etapas Revisatildeo bibliograacutefica Materiais e
Meacutetodos Resultados e Discussotildees Conclusatildeo e Sugestotildees para trabalhos futuros aleacutem da
lista da bibliografia utilizada para a elaboraccedilatildeo do mesmo e anexo com o programa utilizado
no torno CNC
Na revisatildeo bibliograacutefica os conceitos e definiccedilotildees relevantes ao tema satildeo apresentados
para melhor embasamento teoacuterico do trabalho Em Materiais e Meacutetodos satildeo descritas todas as
etapas de trabalho para a obtenccedilatildeo dos dados Na parte experimental do trabalho usinagem
das amostras medidas de tensotildees residuais e rugosidade superficial No capiacutetulo Resultados e
Discussotildees eacute apresentada toda a anaacutelise sobre as tensotildees residuais geradas nos processos de
torneamento e satildeo estabelecidas correlaccedilotildees com os paracircmetros de corte e com a rugosidade
3
superficial medida apoacutes a usinagem e dados da literatura Por fim satildeo apresentadas as
conclusotildees obtidas neste estudo e sugeridos pontos importantes que podem ser desenvolvidos
com base neste para trabalhos futuros
4
Capiacutetulo 2
Revisatildeo Bibliograacutefica 21 ndash Accedilo SAE 4140
O accedilo SAE 4140 tambeacutem conhecido como accedilo-cromo-molibdecircnio eacute classificado
como accedilo meacutedio carbono ligado para beneficiamento Este accedilo possui teores de carbono entre
03 e 05 em sua estrutura explicando a classificaccedilatildeo de ser considerado um accedilo de meacutedio
carbono Podem ser utilizados a temperaturas de ateacute 480degC reduzindo drasticamente sua
resistecircncia com valores de temperatura maiores Esse material eacute aplicado na fabricaccedilatildeo de
automoacuteveis aviotildees virabrequins bielas eixos engrenagens armas parafusos equipamentos
para petroacuteleo dentre outros devido as exigecircncias de elevada dureza resistecircncia e tenacidade
[3] As Tabela 1 e 2 apresentam as faixas de composiccedilatildeo quiacutemica e propriedades mecacircnicas
do SAE 4140 respectivamente
Tabela 1 Composiccedilatildeo quiacutemica accedilo SAE 4140 (em de peso) [4 Modificado][4]
SAE C Mn P S Si Cr Mo
4140 038 ndash 043 075 ndash 100 003 maacutex 004 maacutex 015 ndash 035 08 ndash 110 015 ndash 025
Tabela 2 Propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140 em temperatura ambiente [3
Modificado] [3]
Densidade (103119896119892 1198983) 77 ndash 803
Coeficiente de Poisson 027 ndash 03
Moacutedulo de Young (GPa) 655
Resistecircncia agrave tensatildeo (MPa) 4171
Alongamento () 257
Reduccedilatildeo de Aacuterea () 569
Dureza (HB) - Temperado a 815 degC 197
Resistecircncia a Impacto (J) - Temperado a 815 degC
545
Na Figura 1a podemos ver a microestrutura do material apoacutes a tempera e apoacutes a
tempera mais revenido Nota-se que a estrutura eacute predominantemente martensiacutetica apoacutes a
tecircmpera conferindo ao material grande resistecircncia e dureza poreacutem baixa tenacidade A
5
transformaccedilatildeo ocorre quando a taxa de resfriamento brusca eacute raacutepida o suficiente para prevenir
a difusatildeo do carbono pois qualquer difusatildeo que por ventura ocorra resultaraacute na formaccedilatildeo das
fases ferrita e cementita A austenita possui estrutura CFC que sofre uma transformaccedilatildeo
polimoacuterfica para martensita tetragonal de corpo centrado (TCC) sendo formada por uma
soluccedilatildeo soacutelida supersaturada de carbono no ferro [5]
Apoacutes o revenimento (Figura 1b) houve a dissoluccedilatildeo da estrutura martensiacutetica que
passou a ser uma estrutura de martensita revenida que confere ao material propriedades
equilibradas de resistecircncia tenacidade e dureza Os pontos escuros satildeo resultado de ataque
dos agentes quiacutemicos utilizados na metalografia Juntos os tratamentos teacutermicos de tecircmpera e
revenido constituem o chamado tratamento de beneficiamento [6]
Figura 1 Matriz martensiacutetica do SAE 4140 (a) Tratamento teacutermico de tecircmpera (antes do
revenido) (b) Tratamento teacutermico de tecircmpera (apoacutes o revenido) [6]
A taxa de resfriamento no processo de tecircmpera afeta de forma substancial o resultado
do tratamento sendo dependente do meio de resfriamento que entra em contato com a
amostra Diante disso se o resfriamento controla a taxa de nucleaccedilatildeo e a do crescimento em
transformaccedilotildees difusionais a temperatura de transformaccedilatildeo determinaraacute a microestrutura final do
produto transformado [6] Com relaccedilatildeo ao revenido o mesmo tem por objetivo corrigir a
excessiva dureza e fragilidade do material melhorando sua ductilidade e resistecircncia ao
choque aleacutem de corrigir aliviar as tensotildees residuais provenientes da tempera [7] Na Figura 2
pode-se ver como a dureza e tenacidade satildeo afetadas pela temperatura de revenimento para o
accedilo 4140
6
Figura 2 Curva de dureza em funccedilatildeo da temperatura de revenido do accedilo 4140 (esquerda)
Tenacidade em funccedilatildeo da temperatura de revenimento para o accedilo 4140 revenido por uma hora
(direita) [8]
22 ndash Torneamento
O ato de trabalhar uma peccedila bruta com maacutequinas-ferramenta para conferir-lhe a forma
final desejada em especiacutefico envolvendo a retirada de material se chama usinagem Dentro
deste escopo existem diferentes processos como fresamento retificaccedilatildeo furaccedilatildeo
mandrilamento brochamento roscamento torneamento entre outros [9]
As peccedilas metaacutelicas fabricadas pelos processos metaluacutergicos convencionais - como
fundiccedilatildeo forjamento e etc ndash geralmente apresentam superfiacutecies grosseiras e que em alguns
casos exigem um determinado acabamento Por outro lado os processos citados nem sempre
permitem obter certas peculiaridades como saliecircncias ou reentracircncias furos rosqueados e
furos passantes por exemplo Assim a usinagem se torna necessaacuteria principalmente onde
essas geometrias natildeo conseguem ser alcanccediladas por outros tipos de processos de fabricaccedilatildeo
Dentre os processos de usinagem o torneamento eacute o processo de fabricaccedilatildeo mecacircnica
responsaacutevel em geral pela fabricaccedilatildeo de peccedilas de revoluccedilatildeo [10]
7
O torneamento eacute a operaccedilatildeo por intermeacutedio da qual um soacutelido indefinido eacute feito girar
ao redor do eixo da maacutequina operatriz denominada torno ao mesmo tempo que a ferramenta
de corte lhe retira material perifericamente de modo a transformaacute-lo numa peccedila bem definida
tanto em relaccedilatildeo agrave forma quanto as dimensotildees Como todos os trabalhos executados com
maacutequinas-ferramenta o torneamento ocorre mediante a retirada progressiva de material
(cavaco) da peccedila trabalhada por uma ferramenta de corte que deve ter uma dureza superior agrave
do material a ser cortado e possuir um soacute gume cortante [10]
As operaccedilotildees de usinagem podem ser divididas em desbaste e acabamento No
desbaste natildeo existe preocupaccedilatildeo com a qualidade da superfiacutecie uma vez que a prioridade eacute a
retirada de grande volume de material Jaacute no acabamento a prioridade estaacute em obter uma boa
rugosidade superficial e uma boa aparecircncia da superfiacutecie ou entatildeo o que estiver especificado
em projeto [9]
No torneamento a ferramenta penetra na peccedila cujo movimento rotativo ao redor de
seu eixo permite o corte contiacutenuo e regular do material A forccedila necessaacuteria para retirar o
cavaco eacute feita sobre a peccedila enquanto a ferramenta firmemente presa ao porta-ferramenta
contrabalanccedila a reaccedilatildeo dessa forccedila Para realizar o torneamento satildeo necessaacuterios trecircs
movimentos relativos entra a peccedila e a ferramenta (Figura 3)
bull Movimento de corte eacute o movimento principal que permite cortar o material O
movimento eacute rotativo e realizado pela peccedila
bull Movimento de avanccedilo eacute o movimento que desloca a ferramenta
longitudinalmente agrave peccedila
bull Movimento de penetraccedilatildeo eacute o movimento que determina a profundidade de
corte ao deslocar a ferramenta radialmente contra a peccedila e assim regular a
profundidade de corte do passe e a espessura do cavaco
Figura 3 Representaccedilatildeo esquemaacutetica de torneamento [11 Modificado] [11]
MOVIMENTO DE
PENETRACcedilAtildeO
MOVIMENTO
DE AVANCcedilO
MOVIMENTO DE
CORTE
8
Assim como nos outros processos de usinagem o que define como a operaccedilatildeo de
torneamento a ser realizada satildeo os paracircmetros da usinagem Esses paracircmetros precisam ser
bem estudados e definidos para o torneamento produzir peccedilas em conformidade com o projeto
e ao mesmo tempo preservar ao maacuteximo a ferramenta de corte Para o torneamento pode-se
definir como principais paracircmetros de corte [12]
bull Velocidade de Corte (Vc) velocidade perifeacuterica da ponta da ferramenta na peccedila
conforme mostrado na Equaccedilatildeo 21
119881119888 =
120587 lowast 119889 lowast 119899
1000(
119898
119898119894119899)
(21)
d = diacircmetro em mm
n = rotaccedilatildeo em rpm
bull Avanccedilo (a) Deslocamento que a ferramenta faz em uma volta da peccedila O avanccedilo
eacute dado por mmrot
bull Velocidade de avanccedilo (Va) Medida do deslocamento que a ferramenta faz por
unidade de tempo conforme mostrado na Equaccedilatildeo 22
119881119886 = 119886 lowast 119899 (119898119898
119898119894119899)
(22)
bull Profundidade de corte (p) Medida linear da penetraccedilatildeo que a ferramenta faz na
peccedila em cada passe conforme mostrado na Equaccedilatildeo 23
119901 =
119863 minus 119889
2(119898119898)
(23)
D = diacircmetro inicial em mm (antes do passe)
d = diacircmetro final em mm (apoacutes o passe)
A busca por aumento de produtividade nos processos de usinagem vem de longa data
Taylor procurava melhorar o material usado para confeccionar as ferramentas de corte e seus
estudos renderam o desenvolvimento dos accedilos raacutepidos para ferramentas de corte Com a
criaccedilatildeo deste material se tornou possiacutevel elevar a velocidade da usinagem sem trazer grandes
prejuiacutezos agraves ferramentas e assim aumentar a produtividade do processo [13]
9
Com o decorrer dos anos diversas outras contribuiccedilotildees surgiram para poder fazer a
usinagem com velocidades de corte cada vez mais elevadas Essas contribuiccedilotildees foram em
diferentes aacutereas como os materiais para as ferramentas e na elaboraccedilatildeo de maacutequinas-
ferramentas que fossem capazes de suportar tamanhas velocidades e consequentemente as
solicitaccedilotildees que esse tipo de usinagem impotildee na maacutequina [13]
A usinagem em alta velocidade de corte ou HSM (High Speed Machining) ou HSC
(High Speed Cutting) eacute reconhecida como uma importante tecnologia de usinagem em
desenvolvimento e implantaccedilatildeo Esse modo de operaccedilatildeo tem como principal vantagem a
possibilidade de executar usinagem com velocidades de corte cinco a dez vezes maiores do
que as normalmente utilizadas e com avanccedilo e profundidade de corte menores do que os
adotados na usinagem convencional Embora possa ser utilizada em operaccedilotildees de desbaste a
sua aplicaccedilatildeo eacute sobretudo indicada para semi-acabamento e acabamento [14]
A definiccedilatildeo de ldquoalta velocidade de corterdquo eacute relativa pois essa definiccedilatildeo diz respeito ao
material a ser usinado da ferramenta de corte e do processo de usinagem Isto significa dizer
que dependendo da configuraccedilatildeo da operaccedilatildeo ela pode ser considerada em alta velocidade
para um material e baixa para outro por exemplo com uma ferramenta de accedilo raacutepido para
usinagem de um material de baixa resistecircncia os valores dos paracircmetros podem ser
aumentados jaacute para a usinagem de materiais de elevadas resistecircncias esses mesmos
paracircmetros satildeo reduzidos para preservar a peccedila e a ferramenta de corte [13] Por mais incerto
que ainda seja definir quais paracircmetros satildeo considerados alta velocidade Muumlller e Soto 1999
[15] estipularam faixas de velocidades de corte e sua caracterizaccedilatildeo conforme a Figura 4
Figura 4 Faixa de velocidade de corte para diversas operaccedilotildees de usinagem [15
Modificado][15]
10
A seleccedilatildeo cuidadosa dos paracircmetros de corte corretos de usinagem tem forte influecircncia
na obtenccedilatildeo de uma boa integridade superficial Este termo foi primeiramente discutido por
Field e Kahles et al (1964) [16] para eles a Integridade Superficial eacute um meio de definir os
aspectos superficiais em termos da performance de um componente em serviccedilo
Adicionalmente segundo Griffths et al (1989) [17] tambeacutem tem valor topoloacutegico mecacircnico
quiacutemico e metaluacutergico como rugosidade variaccedilotildees de dureza mudanccedilas microestruturais e
tensotildees residuais
Para os processos de usinagem a rugosidade tem grande importacircncias pois a mesma eacute
fundamental para o controle da qualidade das peccedilas produzidas A rugosidade pode ser
definhada como a topografia em escala microscoacutepica apoacutes um processo de retirada de material
como a usinagem Os fatores que contribuem com a rugosidade normalmente estatildeo mais
relacionados com os paracircmetros de processo do que com o maquinaacuterio Alguns exemplos satildeo
marcas deixadas pela ferramenta devido a fragmentos ou ao gume de corte geraccedilatildeo de
rebarba do material durante o corte forma geomeacutetrica da ferramenta quebra de cavaco entre
outros [9]
Dentre os paracircmetros utilizados na avaliaccedilatildeo da rugosidade o mais comumente
empregado eacute o da rugosidade meacutedia (Ra) [18] Tal paracircmetro eacute obtido atraveacutes da meacutedia
aritmeacutetica do perfil da superfiacutecie em relaccedilatildeo a uma linha meacutedia definida atraveacutes de um
comprimento de amostra [19] [20] Segundo Machado et al (2009) [9] outro paracircmetro
largamente utilizado eacute o da rugosidade Total (Rt) que consiste na distacircncia total entre o maior
pico e o vale mais profundo A Figura 5 mostra a representaccedilatildeo graacutefica de ambos os
paracircmetros Ra e Rt
Figura 5 Rugosidades Ra e Rt [21]
11
Segundo Griffths et al (2001) [12] o torneamento produz efeitos termomecacircnicos
que estatildeo diretamente relacionados agrave integridade superficial da peccedila usinada O efeito
mecacircnico adveacutem principalmente das tensotildees de cisalhamentos desenvolvidas no processo
sendo estas distribuiacutedas em trecircs zonas A chamada zona primaacuteria ocorre na peccedila a medida que
o material eacute removido e convertido em cavaco a secundaacuteria fica localizada na parte inferior
do cavaco a medida que este eacute forccedilado contra a ferramenta e a terciaacuteria ocorre na parte
inferior da ferramenta agrave medida que esta eacute arrastada sobre o material receacutem cortado As
tensotildees primaacuterias e terciaacuterias afetam a superfiacutecie da peccedila cortada jaacute a secundaacuteria natildeo como
mostra a Figura 6 [12]
Adicionalmente pode-se relacionar essas zonas com os raios da ponta das ferramentas
e seu desgaste na integridade superficial da peccedila Em uma ferramenta afiada a ponta da
ferramenta tem um raio de tiacutepico de 8 microm Com o uso da ferramenta e sua degradaccedilatildeo o raio
da ponta aumenta levando a uma planificaccedilatildeo da face da ferramenta em contato com a peccedila e
aumentado os valores do acircngulo de inclinaccedilatildeo Com este aumento o material que se encontra
na ponta da ferramenta eacute forccedilado para frente e comprimido contra a superfiacutecie do material
Quando o acircngulo de inclinaccedilatildeo chega a um valor criacutetico segundo Griffths et al (2001) [12]
maior que -75deg a ferramenta deixa de cortar e passa a criar protuberacircncias no material
degradando a integridade superficial do mesmo
Figura 6 Zonas de esforccedilo cisalhante na ferramenta durante o torneamento [12 Modificado]
[12]
Ainda com relaccedilatildeo ao raio da ponta da ferramenta e seu desgaste sabe-se que
ferramentas afiadas geram temperaturas comparativamente menores que uma natildeo afiada
Segundo Griffths et al (2001) [12] uma ferramenta gasta pode gerar temperaturas proacuteximas a
700degC dependendo dos paracircmetros de corte aplicados Considerando que a temperatura de
12
transformaccedilatildeo microestrutural de algumas fases presentes em peccedilas de accedilo estaacute em torno de
723degC pode-se concluir que a usinagem nessas condiccedilotildees pode resultar em transformaccedilatildeo de
fase
Todos estes fatores contribuem para a geraccedilatildeo de tensotildees residuais associadas a um
material torneado Entatildeo pode-se concluir que estas tensotildees podem apresentar diferentes
perfis dependendo de quatildeo gasta a ferramenta estaacute da presenccedila de lubrificaccedilatildeo e das
condiccedilotildees de operaccedilatildeo aleacutem de estarem diretamente relacionadas aos paracircmetros de corte
Normalmente o consenso eacute de que se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser
compressivas enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [12]
221 ndash Torneamento do accedilo 4140
Na literatura satildeo encontrados vaacuterios trabalhos que tecircm como objetivo estudar a
influecircncia dos paracircmetros de corte no desgaste das ferramentas de corte e principalmente na
integridade superficial das peccedilas produzidas Em particular os accedilos 4140 tecircm sido
amplamente estudados neste acircmbito tendo em vista sua aplicaccedilatildeo na induacutestria
Ersan Aslan et al (2007) [22] estudaram os efeitos dos paracircmetros de corte do accedilo
AISI 4140 endurecido (63 HRc) com ferramenta de ceracircmica misturada com Al2O3 + TiCN
no torneamento a seco Neste trabalho concluiu que a velocidade de corte foi o uacutenico fator
estatisticamente significante no desgaste da ferramenta e embora natildeo estatisticamente
significante a profundidade de corte teve uma influecircncia fiacutesica na variaccedilatildeo dos resultados
Apesar de inesperado observaram que velocidades elevadas diminuiacuteam o desgaste da
ferramenta e dessa forma concluiu-se que para minimizar o desgaste da ferramenta
velocidades de corte maiores 250 mmin e niacuteveis reduzidos de profundidade de corte 025
ou 050 mm devem ter preferecircncia Tambeacutem foi relatado que soacute duas interaccedilotildees velocidade
de corte e avanccedilo e avanccedilo e profundidade de corte possuiacuteram significacircncia estatiacutestica na
rugosidade superficial Na anaacutelise dos resultados chegou-se ao consenso de que uma
velocidade de corte elevada 250 mmin uma profundidade de corte miacutenima 025 mm e um
avanccedilo intermediaacuterio 010 mmrev minimizava os valores da rugosidade superficial
Sudhansu et al (2015) [23] pesquisaram a rugosidade superficial e o desgaste da
aresta de corte no torneamento severo do AISI 4140 com dureza de 52 HRc com pastilhas de
ceracircmica misturada com Al2O3 + TiCN e revestidas com PVD-TiN Na pesquisa os
paracircmetros usados foram combinaccedilotildees de velocidades de corte de 100 170 e 240 mmin
13
avanccedilos de 005 010 e 015 mmrev e profundidades de corte de 01 02 e 03 mm Apoacutes a
conclusatildeo dos experimentos conseguiram obter uma superfiacutecie com oacutetimo acabamento com o
torneamento severo tendo como conclusatildeo que a rugosidade superficial era afetada
principalmente pelo avanccedilo e que a profundidade de corte teve impacto despreziacutevel a
velocidade de corte teve um efeito negativo para a rugosidade e que quatildeo maior era a
velocidade de corte empregada (acima de 170 mmin) pior era a rugosidade superficial
Assim como Ersan et al (2007) [22] os autores reafirmaram que a velocidade de corte eacute o
fator preponderante sobre o desgaste da aresta da ferramenta de corte e os efeitos da interaccedilatildeo
avanccedilo-profundidade de corte satildeo notavelmente mais significantes em comparaccedilatildeo com o
avanccedilo somente Ressalta-se tambeacutem que embora a influecircncia da profundidade de corte natildeo
ter sido observada como significante estatisticamente o desgaste da aresta eacute uma funccedilatildeo
crescente da profundidade de corte A rugosidade do accedilo AISI 4140 foi uma funccedilatildeo do perfil
da aresta da pastilha ceracircmica revestida com TiN Quando a velocidade de corte era
aumentada o perfil da aresta da ferramenta crescia e isso causou deterioraccedilatildeo da superfiacutecie
trabalhada Apesar do crescimento do perfil da aresta ter chegado ao limite permissiacutevel de 03
mm a rugosidade Ra natildeo excedeu 16 microm
Alajmi et al (2015) [24] fizeram um monitoramento termograacutefico da aresta de corte
de ferramentas revestidas e natildeo revestidas na busca de aprender sobre os paracircmetros de corte
e suas influecircncias nas ferramentas e no aporte teacutermico nas ferramentas Nesse monitoramento
usou-se os paracircmetros de velocidade de corte de 75 e 115 mmin avanccedilo de 018 e 032
mmrev profundidade de corte de 15mm e com velocidades de cortes de 115 e 75 mmin em
diferentes accedilos sendo um deles o 4140 Com base nos ensaios realizados os autores
observaram que a velocidade de corte natildeo teve efeito significante nas temperaturas
observadas diferente do avanccedilo que com a sua reduccedilatildeo resultava em maiores valores de
temperatura Com a deformaccedilatildeo da aresta de corte uma elevaccedilatildeo da temperatura foi
observada provavelmente pela maior aacuterea de contato causada por essa deformaccedilatildeo e a
temperatura produzida pelas ferramentas eram menores quando as ferramentas possuiacuteam
revestimento Observou-se tambeacutem a importacircncia do uso de revestimento nas ferramentas e
sua influecircncia nas temperaturas obtidas conforme apresenta a Tabela 3 e as Figuras 6 e 7
14
Tabela 3 Testes e paracircmetros de ferramentas revestidas e sem revestimento [24 Modificado] [24]
Teste (nuacutemero)
Paracircmetros de corte Velocidade (V)
mmin Avanccedilo (f)
mmrev Profundidade de corte
(d) mm Diacircmetro
(mm) N
(rpm) T1 115 032 15 100 360 T2 115 018 15 100 360 T3 75 032 15 100 250 T4 75 018 15 100 250
Figura 7 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
15
Figura 8 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
Akbar et al (2008) [25] fizeram uma anaacutelise experimental da particcedilatildeo teacutermica no
torneamento a seco do accedilo AISI 4140 aplicando diferentes velocidades de corte incluindo
velocidades convencionais e altas velocidades de torneamento (100 197 314 395 565 628
785 e 880 mmin) O avanccedilo e a profundidade de corte foram mantidos constantes (01
mmrev e 25mm respectivamente) e o comprimento cortado foi limitado a 5mm para
minimizar a variaccedilatildeo que o desgaste da ferramenta poderia trazer Foram usadas duas
ferramentas uma de metal duro sem revestimento e outra com revestimento de TiN
Observou-se uma variaccedilatildeo no comportamento das forccedilas de corte com o aumento da
velocidade corte Variando a velocidade de corte de 100 ateacute 395 mmin a forccedila de corte
diminuiacutea Entretanto na faixa de 395 e 565 mmin essa forccedila cresce junto com a elevaccedilatildeo da
velocidade Em seguida a forccedila torna a diminuir na regiatildeo de altas velocidades acima de 565
mmin
Neste mesmo trabalho revelou-se que para as ferramentas revestidas com TiN as
forccedilas de corte diminuiacuteram gradativamente quando a velocidade aumentava (de 100 ateacute 880
mmin) A medidas experimentais de forccedila de corte e de avanccedilo foram maiores para as
ferramentas natildeo-revestidas em todas as velocidades estudadas Relata-se que este fenocircmeno
pode ser decorrente da reduccedilatildeo da fricccedilatildeo e da adesatildeo com a peccedila que o revestimento de TiN
proporciona A forccedila de avanccedilo tambeacutem reduziu gradualmente com o aumento da velocidade
de corte em todos os testes tanto para as ferramentas com revestimento ou sem
16
23 ndash Tensotildees Residuais
Matsumoto et al (1986) [26] definiram tensatildeo residual como a tensatildeo que permanece
no componente apoacutes a solicitaccedilatildeo termomecacircnica agrave qual foi submetido Sua presenccedila pode ser
uacutetil ou deleteacuteria dependendo da sua natureza trativa ou compressiva e magnitude alta ou
baixa A classificaccedilatildeo atual dos tipos de tensotildees residuais eacute definida quanto a sua abrangecircncia
podendo ser classificadas como Tensotildees Macroscoacutepicas tambeacutem referenciada como Tipo I
Tensotildees Microscoacutepicas chamadas de Tipo II e Tensotildees submicroscoacutepicas ou Tipo III [27]
bull Tensotildees residuais do tipo I Satildeo tensotildees a niacuteveis macroscoacutepicos em uma escala
maior que o tamanho de gratildeo do material
bull Tensotildees residuais do tipo II Satildeo tensotildees microscoacutepicas que variam dentro da
escala de um gratildeo individual Tais tensotildees satildeo esperadas natildeo somente em
materiais com muacuteltiplas microestruturas mas inclusive em materiais que
possuem uma microestrutura uacutenica devido a anisotropia e o comportamento de
cada gratildeo
bull Tensotildees residuais do tipo III Tambeacutem satildeo tensotildees microscoacutepicas poreacutem esta
existe dentro do gratildeo Por isso muitas vezes satildeo chamadas de submicroscoacutepicas
Satildeo essencialmente resultado da presenccedila de descontinuidades e outros defeitos
da estrutura cristalina do material Normalmente vem acompanhada da Tensatildeo
de Tipo II
Na Figura 9 eacute apresentado um diagrama esquemaacutetico que mostra os 3 tipos de tensatildeo
residual (120590119868 120590119868119868 119890 120590119868119868119868) [27]
17
Figura 9 Desenho esquemaacutetico dos tipos de tensatildeo residual [27]
A anaacutelise das tensotildees residuais presentes nos componentes mecacircnicos bem como a
compreensatildeo do comportamento das propriedades mecacircnicas dos materiais quando sujeitos a
campos de tensotildees originados nos processos usinagem eacute de grande importacircncia para diversas
aacutereas Estaacute bem estabelecido que a presenccedila de tensotildees residuais compressivas na superfiacutecie
do material aumenta a sobrevida em fadiga pois a compressatildeo dificulta a nucleaccedilatildeo eou a
propagaccedilatildeo de trincas [28] Em contrapartida tensotildees trativas podem se somar agraves tensotildees de
trabalho mesmo no regime elaacutestico podendo levar a ruptura prematura do componente [29]
231 ndash Tensotildees Residuais em usinagem
As tensotildees residuais satildeo desenvolvidas em qualquer processo termomecacircnico sendo
essas tensotildees classificadas de acordo com sua origem em Teacutermica Quiacutemica e Mecacircnica
Entre as trecircs origens as tensotildees de origem teacutermica em um niacutevel macroscoacutepico satildeo
decorrentes de um aquecimento e resfriamento natildeo uniforme advindas de processos como a
usinagem e tratamentos teacutermicos Adicionalmente restriccedilotildees impostas por peccedilas de grande
volume podem levar ao desenvolvimento de tensotildees elevadas magnitudes devido ao
gradiente teacutermico entre a superfiacutecie e o nuacutecleo da peccedila Um exemplo eacute o processo de tempera
de um accedilo que leva a tensotildees compressivas na superfiacutecie balanceadas com tensotildees trativas no
centro do componente [27]
Tensotildees de origem quiacutemica se desenvolvem devido a mudanccedilas de volume associadas
com reaccedilotildees quiacutemicas precipitaccedilatildeo e transformaccedilatildeo de fase Tratamento quiacutemicos
18
superficiais e revestimento de materiais levam a um gradiente de tensatildeo residual de elevada
magnitude nas camadas superficiais [27] Como exemplo cita-se a nitretaccedilatildeo que tende a gerar
tensotildees compressivas na regiatildeo de difusatildeo por causa da expansatildeo estrutural e precipitaccedilatildeo de
nitretos [30]
O escoamento plaacutestico natildeo homogecircneo tambeacutem resulta em campos de tensatildeo residual
neste caso de origem mecacircnica Essas tensotildees podem se desenvolver de forma natural durante
o processo de fabricaccedilatildeo ou tratamento teacutermico dos materiais podendo ser tambeacutem
introduzidas de forma deliberada para o desenvolvimento de um perfil especiacutefico de tensatildeo
[27] Seja qual for o processo de usinagem de materiais metaacutelicos iraacute causar tensotildees residuais
que podem alcanccedilar valores proacuteximos ao limite de escoamento do material e influenciar na
vida em serviccedilo de componentes mecacircnicos Portanto definir o processo adequado para cada
aplicaccedilatildeo requer a previsatildeo de quatildeo elevada seraacute a tensatildeo residual gerada em funccedilatildeo dos
paracircmetros envolvidos no do processo utilizado [31]
Pesquisadores concordam que as tensotildees residuais de um componente satildeo um
conjunto das trecircs fontes de tensatildeo residual Muito dificilmente um componente soacute teraacute sido
submetido agrave processos que soacute resultem de uma soacute fonte de tensatildeo residual Especificamente
na usinagem os paracircmetros de corte utilizados na usinagem como velocidade de corte
velocidade de avanccedilo profundidade de corte aleacutem do estado da ferramenta e tipo de
lubrificaccedilatildeo empregadas podem levar a uma variaccedilatildeo significativa da taxa de produccedilatildeo e
tambeacutem nas tensotildees residuais presentes no componente usinado [32] Em geral o consenso eacute
de que na usinagem se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser compressivas
enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [14] Contudo Matsumoto et
al (1986) [26] afirmam que em funccedilatildeo da dureza do material a usinagem pode promover
tensotildees residuais de compressatildeo ou de traccedilatildeo Por exemplo para os accedilos de baixa dureza a
tensatildeo residual eacute trativa e para os accedilos com elevada dureza a tensatildeo residual eacute compressiva
232 ndash Tensotildees Residuais em torneamento
O estudo sobre tensotildees residuais em usinagem em particular no torneamento
aumentou nos uacuteltimos anos A necessidade de ganhar produtividade leva os setores de
usinagem a empregar paracircmetros de corte cada vez mais severos o que tende a mudar
19
significativamente o estado das tensotildees residuais principalmente as superficiais nos
componentes usinados
Capello et al (2004) [32] fizeram um estudo comparando a influecircncia dos paracircmetros
de corte no torneamento de diferentes materiais nas tensotildees residuais obtidas Nesse trabalho
foi utilizada uma velocidade de corte fixa e quatro paracircmetros distintos profundidade de
corte avanccedilo raio da ponta da ferramenta e acircngulo de entrada para 3 accedilos diferentes Um accedilo
com propriedades mecacircnicas elevadas (39NiCrMo3) o segundo com propriedades
intermediaacuterias (C45 steel) e o terceiro com propriedades baixas (Fe370) Pelos resultados
obtidos foi verificado que os paracircmetros que se expressavam mais nas tensotildees residuais
foram o avanccedilo colocado na maacutequina e o raio da ferramenta Com a elevaccedilatildeo do valor do
avanccedilo e com o aumento do raio da ferramenta as tensotildees geradas resultantes se
pronunciavam com caraacuteter trativo
Garcia et al (2012) [33] realizaram um estudo sobre o efeito dos paracircmetros de corte
na geraccedilatildeo das tensotildees residuais superficiais no torneamento de um accedilo AISI 4340 Como
principais conclusotildees esse trabalho mostrou que com o aumento da velocidade de corte as
tensotildees residuais tendiam a serem menos trativas Contudo as tensotildees residuais tendem a ser
mais trativas com o aumento do avanccedilo possivelmente em virtude do aumento da temperatura
de corte e a rugosidade superficial tambeacutem se elevava Logo a integridade superficial
piorava com o aumento do avanccedilo de corte A Figura 10 mostra as curvas obtidas nas direccedilotildees
de avanccedilo (longitudinal) e direccedilatildeo de corte (circunferencial) onde eacute possiacutevel observar o
comportamento trativo das tensotildees residuais Esses dados indicando que os fatores (teacutermico
deformaccedilatildeo plaacutestica e de transformaccedilatildeo fase) responsaacuteveis pela geraccedilatildeo das tensotildees
superficiais mudam de acordo com o campo da velocidade de corte empregado Neste caso
para velocidades menores o fator mais expressivo eacute a temperatura que gera tensotildees teacutermicas
de traccedilatildeo e para velocidades mais elevadas as tensotildees geradas pela transformaccedilatildeo de fase
eou de deformaccedilatildeo plaacutestica eram as que adquiriam maior importacircncia
20
Figura 10 Tensotildees residuais medidas na direccedilatildeo de longitudinal (a) e na direccedilatildeo
circunferencial (b) [33]
21
233 ndash Tensometria por difraccedilatildeo de Raios-X
Existem diversas teacutecnicas experimentais de se obter os valores de tensatildeo residual
Bordinassi et al (2006) [34] citam que atualmente os dois meacutetodos mais utilizados satildeo o do
furo cego e a tensometria por difraccedilatildeo de raios-X sendo este uacuteltimo o mais utilizado dentre os
dois Martins et al (2004) [35] afirmam tambeacutem que o meacutetodo por difraccedilatildeo de raios-X
apresenta os melhores resultados quando comparado com o meacutetodo micromagneacutetico e
meacutetodo do furo Todas essas teacutecnicas podem ser classificadas de acordo com o niacutevel de dano
introduzido no material em [36]
bull Destrutivas processos que para obtenccedilatildeo das informaccedilotildees de deformaccedilatildeo
necessaacuterias para a anaacutelise das tensotildees residuais comprometem ou
impossibilitam o uso da amostra analisada
bull Natildeo destrutivos natildeo precisam da remoccedilatildeo material e natildeo provocam qualquer
tipo de dano durante a mediccedilatildeo de tensotildees residuais
bull Parcialmente destrutivas alguns autores como Hilson et al (2009) [36]
defendem que existe uma terceira categoria que eacute caracterizada pelo dano na
peccedila poreacutem com possibilidade de utilizaccedilatildeo da amostra como ilustra a Figura
11
Figura 11 Classificaccedilatildeo dos processos de mediccedilatildeo de tensotildees residuais [37]
22
Aleacutem dos danos causados no material outros fatores devem ser levados em
consideraccedilatildeo ao escolher a teacutecnica adequada Satildeo eles [27]
bull Fatores relativos a praticidade custo e disponibilidade do equipamento
portabilidade velocidade de mediccedilatildeo existecircncia de procedimento padronizado e
niacutevel de habilidade requerida do operador
bull Fatores relativo ao material classe do material que pode ser analisado por uma
teacutecnica particular preparaccedilatildeo preacutevia da superfiacutecie e necessidade de propriedades
especiacuteficas
bull Fatores relativos a mediccedilatildeo resoluccedilatildeo penetraccedilatildeo tipo de tensatildeo detectada
gradiente de tensatildeo incerteza e aacuterea ou volume de anaacutelise
A maioria das teacutecnicas existentes satildeo capazes de medir tensotildees residuais do tipo I
Poreacutem somente algumas como difraccedilatildeo de raios-X possuem a resoluccedilatildeo necessaacuteria para
medir tensotildees residuais de tipo II E mesmo com bons niacuteveis de resoluccedilatildeo as incertezas das
mediccedilotildees podem ser elevadas chegando a 30 do valor medido [27] Um resumo desses
fatores estaacute descrito na Tabela 4
Tabela 4 Teacutecnicas e caracteriacutesticas para determinaccedilatildeo da tensatildeo residual [27 Modificado] [27]
Teacutecnica Velocidade Penetraccedilatildeo Aacuterea de anaacutelise
Resoluccedilatildeo Tipo de Tensatildeo
Furos Cego
Raacutepida Meacutedia
Igual ao tamanho do furo
1-2 mm diacircmetro
50 -100 microm I
Difraccedilatildeo de Raio-X
Raacutepida Meacutedia
Ateacute 1 mm 01 ndash 1 mmsup2 20 microm I e II
Ultrassom Raacutepida gt100 mm 1-400 mmsup2 1 mm I
Magneacutetica Raacutepida 20 a 300 microm gt2 mmsup2 5 mm I
A teacutecnica utilizada nos procedimentos experimentais deste trabalho foi a de difraccedilatildeo
de Raios X Atraveacutes desta teacutecnica a deformaccedilatildeo causada na superfiacutecie eacute obtida pela razatildeo da
variaccedilatildeo da distacircncia interplanar pela distacircncia livre de deformaccedilatildeo Como pode ser
observado na Figura 12 o paracircmetro chamado de distacircncia interplanar eacute representado pela
letra ldquodrdquo Esta distacircncia eacute entatildeo convertida em tensatildeo segundo equaccedilotildees derivadas da teoria
da elasticidade [38] ou seja a variaccedilatildeo da distacircncia entre planos cristalinos induzida pela
presenccedila de tensotildees eacute medida com base na lei de Bragg e as tensotildees satildeo calculadas
23
assumindo-se que a distorccedilatildeo ocorre no regime elaacutestico Desta forma somente a parte elaacutestica
do campo de deformaccedilotildees eacute medida uma vez que a deformaccedilatildeo plaacutestica natildeo afeta os
paracircmetros cristalinos Como dito anteriormente esta eacute uma teacutecnica natildeo destrutiva e como a
maioria das teacutecnicas natildeo destrutivas eacute limitada agraves camadas superficiais na ordem de 10 microm
[35]
Figura 12 Difraccedilatildeo de raios-X em cristais simples carregados e descarregados [39]
Bragg descreve a difraccedilatildeo de raios X no estado inicial natildeo deformado como uma
reflexatildeo segundo alguns planos cristalinos Estes planos possuem uma distacircncia ldquodrdquo chamada
de distacircncia interplanar Um feixe paralelo de raios-X de comprimento de onda λ que incide
na superfiacutecie deste material com um acircngulo de incidecircncia θ iraacute sofrer uma difraccedilatildeo sob o
mesmo acircngulo θ desde que a equaccedilatildeo de Bragg seja satisfeita (equaccedilatildeo 31)
119899 = 2119889 ∙ 119904119890119899120579 (31)
24
Entatildeo ao utilizar um feixe de raios-X monocromaacuteticos (λ = constante) o valor do
acircngulo θ referente a uma intensidade maacutexima de difraccedilatildeo depende somente da distacircncia
interplanar ldquodrdquo
A derivada da expressatildeo de Bragg indica que
∆119889
119889+
119888119900119904120579
119904119890119899120579∙ ∆120579 = 0 (32)
120576 = minus∆120579 ∙ cot 119892120579 (33)
∆120579 = 120579119888119900119898 119905119890119899119904atilde119900 minus 120579119904119890119898 119905119890119899119904atilde119900 (34)
Medindo ∆120579 pode-se calcular a deformaccedilatildeo e consequentemente a respectiva tensatildeo
residual Vaacuterios meacutetodos satildeo propostos para determinaccedilatildeo das deformaccedilotildees segundo a
difraccedilatildeo de raiosndashX [39] [40] Poreacutem no escopo deste trabalho seraacute tratado somente o meacutetodo
do sensup2 Segundo Bordinassi et al (2006) [34] este meacutetodo tem sua maior aplicabilidade
quando se busca maior exatidatildeo nas medidas cujas amostras possuem um certo grau de
textura Este meacutetodo nada mais eacute que a adequaccedilatildeo da Equaccedilatildeo 33 utilizando coordenadas
polares (Figura 13) ao estado real de tensotildees que resulta em
120576(120593) = cot 119892120579 ∙ (120579120593 minus 120579119900) (35)
Figura 13 Sistema de coordenadas polares [41 Modificado] [41]
Sabendo que
25
120576120593 = (1205901 ∙ 1198881199001199042120593 + 1205902 ∙ 1199041198901198992120593)1199041198901198992 minus 120583(1205901 + 1205902 + 1205903)
119864 (36)
Mantendo o acircngulo 120593 fixo e determinando a diferenccedila entre as deformaccedilotildees em duas
direccedilotildees distintas atraveacutes do acircngulo obtemos
120576(1205932) minus 120576(1205931) = cot 119892120579119900 ∙ (1205791205932minus 1205791205931
) (37)
Reescrevendo o primeiro termo da equaccedilatildeo 36 em funccedilatildeo da diferenccedila de deformaccedilatildeo
entre duas direccedilotildees diferentes temos
120576(1205932) minus 120576(1205931) =(1 + 120583) ∙ 120590120593 ∙ (11990411989011989922 minus 11990411989011989921)
119864 (38)
Substituindo o primeiro membro da Equaccedilatildeo 38 pelo segundo membro da equaccedilatildeo 37
obteacutem-se a equaccedilatildeo utilizada na mediccedilatildeo de tensotildees residuais
120590120593 =119864
(1 + 120583)∙ cot 119892120579119900 ∙
(1205791205932minus 1205791205931
)
(11990411989011989922 minus 11990411989011989921) (38)
O graacutefico da Figura 14 eacute obtido pela plotagem das variaccedilotildees dos acircngulos de difraccedilatildeo
2θ com as variaccedilotildees dos acircngulos de incidecircncia dos raios-X Podemos observar a partir da
equaccedilatildeo 38 que a tensatildeo residual eacute diretamente proporcional agrave derivada de 2θ em funccedilatildeo de
sensup2ψ
Figura 14 Estado de tensatildeo do material em funccedilatildeo do declive da curva 2θ x sensup2ψ [41]
26
Capiacutetulo 3
Materiais e Meacutetodos
A realizaccedilatildeo do procedimento experimental teve algumas fases dentre as quais pode-
se citar a preparaccedilatildeo das amostras torneamento em alta velocidade mediccedilatildeo das tensotildees
residuais superficiais por difraccedilatildeo de raios-x e anaacutelise dos resultados Os itens subsequentes
descrevem em detalhes todos os meacutetodos equipamentos e procedimentos utilizados neste
trabalho
31 ndash Material
O material utilizado na confecccedilatildeo das amostras foi o accedilo SAE 4140 cuja a dureza
medida foi de aproximadamente 15 HRc Este accedilo foi adquirido em barras de duas polegadas
de diacircmetro por 120 mm de comprimento e em cada barra foi confeccionado 4 amostras
conforme a Figura 15
Figura 15 Representaccedilatildeo esquemaacutetica das amostras
27
32 ndash Preparaccedilatildeo das amostras
A amostra foi usinada no torno mecacircnico convencional do Laboratoacuterio de Pesquisa em
Usinagem (LABUS) do Centro Federal de Ensino Tecnoloacutegico Celso Suckow da Fonseca
(CEFET ndash RJ Maracanatilde) conforme a Figura 16 Na operaccedilatildeo foi utilizado fluido de corte
para tentar amenizar a influecircncia desta usinagem no resultado final
Figura 16 Torno utilizado na preparaccedilatildeo da amostra
A partir dos resultados obtidos das tensotildees residuais apoacutes a usinagem no torno
convencional constatou-se que as medidas foram muito aleatoacuterias devido ao desgaste da
ferramenta utilizada e entatildeo optou-se por realizar um tratamento teacutermico de aliacutevio de tensotildees
(TTAT) para evitar que os resultados da usinagem principal fossem influenciados pela
operaccedilatildeo anterior As amostras foram aquecidas agrave uma taxa de aproximadamente 175 ordmC
min Apoacutes atingida e estabilizada a temperatura de 600degC a amostra permaneceu nesta
condiccedilatildeo por 2 horas sendo posteriormente resfriada no forno Os valores das tensotildees foram
medidos novamente apoacutes o tratamento
28
33 ndash Torneamento em Alta Velocidade
O torno utilizado nas operaccedilotildees em alta velocidade foi o centro de torneamento Romi
modelo Centur 30D conforme apresenta a Figura 17 capaz de operar em uma faixa em
velocidades entre 4 a 4000 rpm e com potecircncia de 10 CV
Figura 17 CNC Romi Centur 30D
De acordo com as caracteriacutesticas do torno foram escolhidos os paracircmetros mostrados
na Tabela 5 que podem se enquadrar no regime de torneamento em alta velocidade A
profundidade de corte (ap) tambeacutem foi modificada entre as condiccedilotildees [33] Entatildeo o
torneamento das amostras foi fundamentado em um experimento fatorial de quatro
combinaccedilotildees sendo duas repeticcedilotildees para cada combinaccedilatildeo Foi usado um avanccedilo (a)
constante para todas as condiccedilotildees de 02 mmrot A programaccedilatildeo utilizada pode ser
encontrada no Anexo A
Tabela 5 Tabela das Condiccedilotildees
Condiccedilatildeo A B Vc [mmin] ap [mm]
1 -1 -1 500 01
2 -1 1 500 02
3 1 -1 600 01
4 1 1 600 02
29
Onde
Fatores A Velocidade de Corte (Niacuteveis 119881minus1 = 500 119898119898119894119899 e 119881+1 = 600 119898119898119894119899)
B Profundidade de Corte (Niacuteveis 119865minus1 = 01 119898119898 ou 119865+1 = 02 119898119898)
Tratamentos
119881minus1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 02 mm
119881minus1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 02 mm
Unidade
Experimental Mega Pascal
As ferramentas utilizadas foram os insertos VBMT 160408-PM4325 da Sandvik com
geometria mostrada na Figura 18 Para cada condiccedilatildeo foi utilizado um soacute gume de corte para
garantir a uniformidade da aresta de corte e evitar que o desgaste da ferramenta influenciasse
nos resultados finais A Tabela 6 fornece as principais caracteriacutesticas do inserto
Figura 18 Insertos utilizados no torneamento
Tabela 6 Propriedades do inserto
Tamanho Efetivo da aresta de corte (LE) 15806 mm
Diacircmetro ciacuterculo inscrito (IC) 9525 mm
Raio da ponta (RE) 0794 mm
Espessura (S) 4763 mm
30
34 ndash Mediccedilatildeo das tensotildees residuais
As mediccedilotildees de tensotildees residuais foram realizadas no Laboratoacuterio de Anaacutelise de
Tensotildees (LAT) do Departamento de Engenharia Mecacircnica da Universidade Federal
Fluminense (UFF) A teacutecnica adotada foi a de tensometria por difraccedilatildeo de raios-X utilizando-
se o equipamento de anaacutelise de tensotildees da Stressrad (Figura 19)
Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra
As amostras foram medidas em duas direccedilotildees longitudinal (L) e circunferencial copy
conforme detalha a Figura 20 Os seguintes paracircmetros foram adotados
Radiaccedilatildeo Crκα (λ=22809Å) difratando o plano cristalograacutefico (211) da ferrita
Acircngulo de difraccedilatildeo de ferrita (2θ) 1562ordm
Acircngulos Ψ 0ordm 21ordm 30ordm 38ordm 45ordm
Tempo de exposiccedilatildeo ao Raio-X 45s para cada acircngulo Ψ
FONTE DE ALTA TENSAtildeO
AMOSTRA SOFTWARE
TUBO DE Crκα
GONIOcircMETRO
31
Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial
A rugosidade superficial das amostras foi medida com o rugosiacutemetro da Taylor
Hobson Precision Surtronic 25 (Figura 21) As mediccedilotildees foram feitas em pontos distintos da
amostra no sentido longitudinal procurando obter o resultado que melhor representasse a
rugosidade real das amostras Foram realizadas 7 medidas em cada amostra
O paracircmetro adotado foi a rugosidade meacutedia (Ra) na qual o comprimento de mediccedilatildeo
foi de L= 400 e o de amostragem igual a La = 08mm O raio da ponta do apalpador eacute de
5microm conferindo ao equipamento uma resoluccedilatildeo de 001microm com precisatildeo de 2 do valor
medido
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson
32
Capiacutetulo 4
Resultados e discussotildees
As anaacutelises inicias foram com base nos valores de tensatildeo residuais (TR) sendo as
medidas realizadas apoacutes a preparaccedilatildeo das amostras mas devido a heterogeneidade
apresentada pelas mesmas foi realizado um TTAT Apoacutes o tratamento teacutermico obteve-se uma
meacutedia de -144 MPa nas tensotildees residuais longitudinais (L) e de -142 MPa na direccedilatildeo
circunferencial (C) com erro de aproximadamente 15 MPa Apoacutes a usinagem principal as
tensotildees residuais foram medidas novamente e a Tabela 7 apresenta os valores obtidos em
todas as amostras
Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem
Condiccedilatildeo Amostra Tensatildeo Residual [MPa]
Longitudinal (L) Circunferencial (C)
1 2D -183 plusmn 20 435 plusmn 31
2C 67 plusmn 1 550 plusmn 16
2 2B -162 plusmn 33 498 plusmn 0
2A 179 plusmn 25 508 plusmn 101
3 1D -260 plusmn 75 291 plusmn 41
1C -90 plusmn 0 405 plusmn 33
4 1B 97 plusmn 23 369 plusmn 1
1A 125 plusmn 6 262 plusmn 8
A Figura 22 mostra os valores das tensotildees residual nas direccedilotildees circunferencial e longitudinal
respectivamente Com base nos graacuteficos nota-se que o comportamento das TR
circunferenciais eacute homogecircneo e coerente com a literatura [33] onde com valores maiores de
velocidade de corte tem-se uma diminuiccedilatildeo na magnitude das tensotildees trativas Entretanto na
longitudinal haacute muita heterogeneidade nos valores o que torna difiacutecil a anaacutelise dos resultados
nesta direccedilatildeo
33
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Longitudinal
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
1 2 3 4Condiccedilotildees
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Condiccedilotildees
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial
A Tabela 8 apresenta a meacutedia das tensotildees para cada condiccedilatildeo tanto na direccedilatildeo
longitudinal quanto na transversal a fim de analisar a influecircncia de cada paracircmetro nas
tensotildees residuais gerados no torneamento Conforme valores apresentados as tensotildees
superficiais circunferenciais encontram-se no estado de traccedilatildeo enquanto as tensotildees na direccedilatildeo
longitudinal apresentam um misto de compressatildeo e traccedilatildeo
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual
Condiccedilatildeo Tensotildees residuais (MPa)
C L
1 4925 plusmn 5 -58 plusmn 3
2 503 plusmn 7 85 plusmn 5
3 348 plusmn 6 -175 plusmn 6
4 3155 plusmn 2 111 plusmn 4
34
Avaliando o graacutefico da Figura 23 eacute possiacutevel observar uma clara reduccedilatildeo nos valores
das tensotildees quando passamos do regime de velocidade de 500mmin (condiccedilotildees 1 e 2) para o
de 600mmin (condiccedilotildees 3 e 4) Isto sugere que a tendecircncia da tensatildeo residual eacute reduzir seu
valor com o aumento da velocidade de corte conforme previsto na literatura [33] para
condiccedilotildees de transiccedilatildeo baixa-alta velocidade de corte Este comportamento sugere que a
condiccedilatildeo um e dois encontram-se no limiar do regime de altas velocidades
Com relaccedilatildeo ao efeito da profundidade nota-se que o comportamento das tensotildees
residuais eacute resultado da combinaccedilatildeo entre profundidade e velocidade Quando se tem
velocidades de corte maior o aumento da profundidade tende a diminuir os valores das
tensotildees ou seja aumenta o efeito da deformaccedilatildeo plaacutestica sobre o gradiente teacutermico o que natildeo
eacute evidente para velocidades menores
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Profundidade
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial
Na direccedilatildeo longitudinal (Figura 24) percebe-se uma amplificaccedilatildeo do efeito da
profundidade de corte na tensatildeo residual com o aumento da velocidade de corte Para as
amostras que foram submetidas agrave maior velocidade de corte ocorreu um aumento expressivo
da diferenccedila dos valores de tensotildees residuais encontrados em funccedilatildeo de uma mesma
profundidade de corte utilizada Contudo considerando o desvio padratildeo entre as medidas natildeo
35
se pode concluir qual a tendecircncia das TR na direccedilatildeo longitudinal com essa quantidade de
amostras pois haacute muita heterogeneidade nas medidas
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
LongitudinalT
ensatilde
o R
esid
ual (
MP
a)
Profundidade
Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal
Com relaccedilatildeo agrave rugosidade a literatura [10] descreve que com o aumento da velocidade
de corte ocorre uma diminuiccedilatildeo dos valores meacutedios de rugosidade enquanto que o aumento
da profundidade de corte acarreta em valores maiores de rugosidade apesar deste uacuteltimo natildeo
impactar tanto nos resultados Analisando os valores de rugosidade apresentados na Figura 25
em conjunto com a Figura 26 nota-se que os menores valores meacutedios de rugosidade foram
obtidos para os maiores valores de velocidade de corte (condiccedilotildees 3 e 4) Contudo tambeacutem
fica claro que existe uma inconsistecircncia dos valores apresentados na condiccedilatildeo dois O valor
esperado para esta condiccedilatildeo era seguir a tendecircncia das condiccedilotildees trecircs e quatro ou seja o valor
meacutedio de rugosidade da condiccedilatildeo dois deveria ser da mesma magnitude do valor da condiccedilatildeo
um poreacutem superior assim como o da condiccedilatildeo quatro eacute maior do que o da condiccedilatildeo trecircs
36
01 0223
24
25
26
27
28
29
30Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Profundidade
Vc = 500 [mmin] Vc = 600 [mmin]
Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade
1 2 3 423
24
25
26
27
28
29
30 Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Condiccedilatildeo
Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial
Analisando a Figura 27 eacute perceptiacutevel que o aumento da profundidade de corte
ocasionou resultados com tensotildees longitudinais de natureza trativa Isso pode ser relacionado
37
com um possiacutevel fator teacutermico imposto pela maior profundidade de corte sendo mais
evidente com maiores valores de velocidade de corte Entretanto quando se compara tensotildees
residuais com rugosidade novamente natildeo haacute como chegar a conclusotildees
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
1 2 3 4
Longitudinal
Condiccedilotildees
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
24
26
28
30
Rug
osid
ade
(μm
)
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
1
Capiacutetulo 1
Introduccedilatildeo
Com a crescente demanda por inovaccedilotildees nos processos produtivos e o niacutevel atual de
desenvolvimento das ferramentas de usinagem com novos materiais geometrias e coberturas
a usinagem de accedilo estaacute assumindo um grande destaque no meio industrial Nas operaccedilotildees de
acabamento em produccedilatildeo seriada o torneamento de peccedilas em accedilo estaacute se tornando uma
alternativa ao processo de retificaccedilatildeo reduzindo consideravelmente o tempo e o custo de
fabricaccedilatildeo possibilitando em alguns casos uma reduccedilatildeo de ateacute 60 [1] Contudo os
processos de usinagem induzem na camada superficial e subsuperficial da peccedila alguma
alteraccedilatildeo estrutural gerando tensotildees residuais que dependendo do seu sinal e magnitude
podem trazer benefiacutecios ou prejuiacutezos para a vida em serviccedilo da peccedila usinada [2]
Estudos de integridade superficial vem sendo desenvolvidos e aprimorados
continuamente visando a otimizaccedilatildeo dos paracircmetros de corte aplicados em operaccedilotildees de
usinagem principalmente no torneamento em altas velocidades Como se sabe a busca por
maior produtividade e reduccedilatildeo de custos eacute constante na aacuterea metal-mecacircnica Assim natildeo
basta aumentar o tempo de vida de uma ferramenta de corte eacute preciso compreender como os
paracircmetros de corte influenciam na qualidade e propriedade da peccedila produzida
11 ndash Motivaccedilatildeo
A necessidade de aumentar a produtividade incentiva os setores de usinagem a
empregar paracircmetros de corte cada vez mais severos o que tende a mudar significativamente
a integridade superficial das peccedilas fabricadas principalmente o estado das tensotildees residuais
As tensotildees residuais geradas durante a usinagem de determinado material dependem
especialmente do material da peccedila do tipo e geometria da ferramenta e dos paracircmetros de
usinagem tais como velocidade de corte avanccedilo e profundidade de corte Assim se torna de
fundamental importacircncia tecnoloacutegica o desenvolvimento de estudos sobre como os
paracircmetros de corte influenciam nas tensotildees residuais apoacutes processos de usinagem sobretudo
quando se tratar de processos em altas velocidades
2
12 ndash Justificativa
Pesquisas em usinagem satildeo realizadas constantemente O desenvolvimento dos
chamados processos de usinagem com alta velocidade de corte (HSC ndash High Speed Cutting ou
HSM ndash High Speed Machining) vem melhorando dia a dia a produtividade do setor com a
diminuiccedilatildeo do tempo de usinagem Entretanto por ser um processo severo tanto as
ferramentas de corte quanto as peccedilas produzidas podem sofrer danos irreversiacuteveis e prejudicar
todo o processo de fabricaccedilatildeo Neste acircmbito o estudo sobre como os paracircmetros de corte
influenciam na operaccedilatildeo e na qualidade da peccedila fabricada satildeo fundamentais para o contiacutenuo
desenvolvimento tecnoloacutegico da aacuterea de usinagem
13 ndash Objetivos
O estudo de processos de fabricaccedilatildeo por usinagem e suas influecircncias nas propriedades
macroscoacutepicas satildeo fundamentais para melhorar a produccedilatildeo e eficaacutecia dos procedimentos
adotados atualmente na induacutestria A intenccedilatildeo deste trabalho eacute contribuir com informaccedilotildees
sobre a integridade superficial resultante do torneamento em alta velocidade de componentes
mecacircnicos com foco nas tensotildees residuais geradas nesses processos que em funccedilatildeo da sua
natureza e magnitude podem ser beneacuteficas ou prejudiciais para a vida em serviccedilo da peccedila
usinada
14 ndash Metodologia e Trabalho Realizado
O presente trabalho foi realizado em cinco etapas Revisatildeo bibliograacutefica Materiais e
Meacutetodos Resultados e Discussotildees Conclusatildeo e Sugestotildees para trabalhos futuros aleacutem da
lista da bibliografia utilizada para a elaboraccedilatildeo do mesmo e anexo com o programa utilizado
no torno CNC
Na revisatildeo bibliograacutefica os conceitos e definiccedilotildees relevantes ao tema satildeo apresentados
para melhor embasamento teoacuterico do trabalho Em Materiais e Meacutetodos satildeo descritas todas as
etapas de trabalho para a obtenccedilatildeo dos dados Na parte experimental do trabalho usinagem
das amostras medidas de tensotildees residuais e rugosidade superficial No capiacutetulo Resultados e
Discussotildees eacute apresentada toda a anaacutelise sobre as tensotildees residuais geradas nos processos de
torneamento e satildeo estabelecidas correlaccedilotildees com os paracircmetros de corte e com a rugosidade
3
superficial medida apoacutes a usinagem e dados da literatura Por fim satildeo apresentadas as
conclusotildees obtidas neste estudo e sugeridos pontos importantes que podem ser desenvolvidos
com base neste para trabalhos futuros
4
Capiacutetulo 2
Revisatildeo Bibliograacutefica 21 ndash Accedilo SAE 4140
O accedilo SAE 4140 tambeacutem conhecido como accedilo-cromo-molibdecircnio eacute classificado
como accedilo meacutedio carbono ligado para beneficiamento Este accedilo possui teores de carbono entre
03 e 05 em sua estrutura explicando a classificaccedilatildeo de ser considerado um accedilo de meacutedio
carbono Podem ser utilizados a temperaturas de ateacute 480degC reduzindo drasticamente sua
resistecircncia com valores de temperatura maiores Esse material eacute aplicado na fabricaccedilatildeo de
automoacuteveis aviotildees virabrequins bielas eixos engrenagens armas parafusos equipamentos
para petroacuteleo dentre outros devido as exigecircncias de elevada dureza resistecircncia e tenacidade
[3] As Tabela 1 e 2 apresentam as faixas de composiccedilatildeo quiacutemica e propriedades mecacircnicas
do SAE 4140 respectivamente
Tabela 1 Composiccedilatildeo quiacutemica accedilo SAE 4140 (em de peso) [4 Modificado][4]
SAE C Mn P S Si Cr Mo
4140 038 ndash 043 075 ndash 100 003 maacutex 004 maacutex 015 ndash 035 08 ndash 110 015 ndash 025
Tabela 2 Propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140 em temperatura ambiente [3
Modificado] [3]
Densidade (103119896119892 1198983) 77 ndash 803
Coeficiente de Poisson 027 ndash 03
Moacutedulo de Young (GPa) 655
Resistecircncia agrave tensatildeo (MPa) 4171
Alongamento () 257
Reduccedilatildeo de Aacuterea () 569
Dureza (HB) - Temperado a 815 degC 197
Resistecircncia a Impacto (J) - Temperado a 815 degC
545
Na Figura 1a podemos ver a microestrutura do material apoacutes a tempera e apoacutes a
tempera mais revenido Nota-se que a estrutura eacute predominantemente martensiacutetica apoacutes a
tecircmpera conferindo ao material grande resistecircncia e dureza poreacutem baixa tenacidade A
5
transformaccedilatildeo ocorre quando a taxa de resfriamento brusca eacute raacutepida o suficiente para prevenir
a difusatildeo do carbono pois qualquer difusatildeo que por ventura ocorra resultaraacute na formaccedilatildeo das
fases ferrita e cementita A austenita possui estrutura CFC que sofre uma transformaccedilatildeo
polimoacuterfica para martensita tetragonal de corpo centrado (TCC) sendo formada por uma
soluccedilatildeo soacutelida supersaturada de carbono no ferro [5]
Apoacutes o revenimento (Figura 1b) houve a dissoluccedilatildeo da estrutura martensiacutetica que
passou a ser uma estrutura de martensita revenida que confere ao material propriedades
equilibradas de resistecircncia tenacidade e dureza Os pontos escuros satildeo resultado de ataque
dos agentes quiacutemicos utilizados na metalografia Juntos os tratamentos teacutermicos de tecircmpera e
revenido constituem o chamado tratamento de beneficiamento [6]
Figura 1 Matriz martensiacutetica do SAE 4140 (a) Tratamento teacutermico de tecircmpera (antes do
revenido) (b) Tratamento teacutermico de tecircmpera (apoacutes o revenido) [6]
A taxa de resfriamento no processo de tecircmpera afeta de forma substancial o resultado
do tratamento sendo dependente do meio de resfriamento que entra em contato com a
amostra Diante disso se o resfriamento controla a taxa de nucleaccedilatildeo e a do crescimento em
transformaccedilotildees difusionais a temperatura de transformaccedilatildeo determinaraacute a microestrutura final do
produto transformado [6] Com relaccedilatildeo ao revenido o mesmo tem por objetivo corrigir a
excessiva dureza e fragilidade do material melhorando sua ductilidade e resistecircncia ao
choque aleacutem de corrigir aliviar as tensotildees residuais provenientes da tempera [7] Na Figura 2
pode-se ver como a dureza e tenacidade satildeo afetadas pela temperatura de revenimento para o
accedilo 4140
6
Figura 2 Curva de dureza em funccedilatildeo da temperatura de revenido do accedilo 4140 (esquerda)
Tenacidade em funccedilatildeo da temperatura de revenimento para o accedilo 4140 revenido por uma hora
(direita) [8]
22 ndash Torneamento
O ato de trabalhar uma peccedila bruta com maacutequinas-ferramenta para conferir-lhe a forma
final desejada em especiacutefico envolvendo a retirada de material se chama usinagem Dentro
deste escopo existem diferentes processos como fresamento retificaccedilatildeo furaccedilatildeo
mandrilamento brochamento roscamento torneamento entre outros [9]
As peccedilas metaacutelicas fabricadas pelos processos metaluacutergicos convencionais - como
fundiccedilatildeo forjamento e etc ndash geralmente apresentam superfiacutecies grosseiras e que em alguns
casos exigem um determinado acabamento Por outro lado os processos citados nem sempre
permitem obter certas peculiaridades como saliecircncias ou reentracircncias furos rosqueados e
furos passantes por exemplo Assim a usinagem se torna necessaacuteria principalmente onde
essas geometrias natildeo conseguem ser alcanccediladas por outros tipos de processos de fabricaccedilatildeo
Dentre os processos de usinagem o torneamento eacute o processo de fabricaccedilatildeo mecacircnica
responsaacutevel em geral pela fabricaccedilatildeo de peccedilas de revoluccedilatildeo [10]
7
O torneamento eacute a operaccedilatildeo por intermeacutedio da qual um soacutelido indefinido eacute feito girar
ao redor do eixo da maacutequina operatriz denominada torno ao mesmo tempo que a ferramenta
de corte lhe retira material perifericamente de modo a transformaacute-lo numa peccedila bem definida
tanto em relaccedilatildeo agrave forma quanto as dimensotildees Como todos os trabalhos executados com
maacutequinas-ferramenta o torneamento ocorre mediante a retirada progressiva de material
(cavaco) da peccedila trabalhada por uma ferramenta de corte que deve ter uma dureza superior agrave
do material a ser cortado e possuir um soacute gume cortante [10]
As operaccedilotildees de usinagem podem ser divididas em desbaste e acabamento No
desbaste natildeo existe preocupaccedilatildeo com a qualidade da superfiacutecie uma vez que a prioridade eacute a
retirada de grande volume de material Jaacute no acabamento a prioridade estaacute em obter uma boa
rugosidade superficial e uma boa aparecircncia da superfiacutecie ou entatildeo o que estiver especificado
em projeto [9]
No torneamento a ferramenta penetra na peccedila cujo movimento rotativo ao redor de
seu eixo permite o corte contiacutenuo e regular do material A forccedila necessaacuteria para retirar o
cavaco eacute feita sobre a peccedila enquanto a ferramenta firmemente presa ao porta-ferramenta
contrabalanccedila a reaccedilatildeo dessa forccedila Para realizar o torneamento satildeo necessaacuterios trecircs
movimentos relativos entra a peccedila e a ferramenta (Figura 3)
bull Movimento de corte eacute o movimento principal que permite cortar o material O
movimento eacute rotativo e realizado pela peccedila
bull Movimento de avanccedilo eacute o movimento que desloca a ferramenta
longitudinalmente agrave peccedila
bull Movimento de penetraccedilatildeo eacute o movimento que determina a profundidade de
corte ao deslocar a ferramenta radialmente contra a peccedila e assim regular a
profundidade de corte do passe e a espessura do cavaco
Figura 3 Representaccedilatildeo esquemaacutetica de torneamento [11 Modificado] [11]
MOVIMENTO DE
PENETRACcedilAtildeO
MOVIMENTO
DE AVANCcedilO
MOVIMENTO DE
CORTE
8
Assim como nos outros processos de usinagem o que define como a operaccedilatildeo de
torneamento a ser realizada satildeo os paracircmetros da usinagem Esses paracircmetros precisam ser
bem estudados e definidos para o torneamento produzir peccedilas em conformidade com o projeto
e ao mesmo tempo preservar ao maacuteximo a ferramenta de corte Para o torneamento pode-se
definir como principais paracircmetros de corte [12]
bull Velocidade de Corte (Vc) velocidade perifeacuterica da ponta da ferramenta na peccedila
conforme mostrado na Equaccedilatildeo 21
119881119888 =
120587 lowast 119889 lowast 119899
1000(
119898
119898119894119899)
(21)
d = diacircmetro em mm
n = rotaccedilatildeo em rpm
bull Avanccedilo (a) Deslocamento que a ferramenta faz em uma volta da peccedila O avanccedilo
eacute dado por mmrot
bull Velocidade de avanccedilo (Va) Medida do deslocamento que a ferramenta faz por
unidade de tempo conforme mostrado na Equaccedilatildeo 22
119881119886 = 119886 lowast 119899 (119898119898
119898119894119899)
(22)
bull Profundidade de corte (p) Medida linear da penetraccedilatildeo que a ferramenta faz na
peccedila em cada passe conforme mostrado na Equaccedilatildeo 23
119901 =
119863 minus 119889
2(119898119898)
(23)
D = diacircmetro inicial em mm (antes do passe)
d = diacircmetro final em mm (apoacutes o passe)
A busca por aumento de produtividade nos processos de usinagem vem de longa data
Taylor procurava melhorar o material usado para confeccionar as ferramentas de corte e seus
estudos renderam o desenvolvimento dos accedilos raacutepidos para ferramentas de corte Com a
criaccedilatildeo deste material se tornou possiacutevel elevar a velocidade da usinagem sem trazer grandes
prejuiacutezos agraves ferramentas e assim aumentar a produtividade do processo [13]
9
Com o decorrer dos anos diversas outras contribuiccedilotildees surgiram para poder fazer a
usinagem com velocidades de corte cada vez mais elevadas Essas contribuiccedilotildees foram em
diferentes aacutereas como os materiais para as ferramentas e na elaboraccedilatildeo de maacutequinas-
ferramentas que fossem capazes de suportar tamanhas velocidades e consequentemente as
solicitaccedilotildees que esse tipo de usinagem impotildee na maacutequina [13]
A usinagem em alta velocidade de corte ou HSM (High Speed Machining) ou HSC
(High Speed Cutting) eacute reconhecida como uma importante tecnologia de usinagem em
desenvolvimento e implantaccedilatildeo Esse modo de operaccedilatildeo tem como principal vantagem a
possibilidade de executar usinagem com velocidades de corte cinco a dez vezes maiores do
que as normalmente utilizadas e com avanccedilo e profundidade de corte menores do que os
adotados na usinagem convencional Embora possa ser utilizada em operaccedilotildees de desbaste a
sua aplicaccedilatildeo eacute sobretudo indicada para semi-acabamento e acabamento [14]
A definiccedilatildeo de ldquoalta velocidade de corterdquo eacute relativa pois essa definiccedilatildeo diz respeito ao
material a ser usinado da ferramenta de corte e do processo de usinagem Isto significa dizer
que dependendo da configuraccedilatildeo da operaccedilatildeo ela pode ser considerada em alta velocidade
para um material e baixa para outro por exemplo com uma ferramenta de accedilo raacutepido para
usinagem de um material de baixa resistecircncia os valores dos paracircmetros podem ser
aumentados jaacute para a usinagem de materiais de elevadas resistecircncias esses mesmos
paracircmetros satildeo reduzidos para preservar a peccedila e a ferramenta de corte [13] Por mais incerto
que ainda seja definir quais paracircmetros satildeo considerados alta velocidade Muumlller e Soto 1999
[15] estipularam faixas de velocidades de corte e sua caracterizaccedilatildeo conforme a Figura 4
Figura 4 Faixa de velocidade de corte para diversas operaccedilotildees de usinagem [15
Modificado][15]
10
A seleccedilatildeo cuidadosa dos paracircmetros de corte corretos de usinagem tem forte influecircncia
na obtenccedilatildeo de uma boa integridade superficial Este termo foi primeiramente discutido por
Field e Kahles et al (1964) [16] para eles a Integridade Superficial eacute um meio de definir os
aspectos superficiais em termos da performance de um componente em serviccedilo
Adicionalmente segundo Griffths et al (1989) [17] tambeacutem tem valor topoloacutegico mecacircnico
quiacutemico e metaluacutergico como rugosidade variaccedilotildees de dureza mudanccedilas microestruturais e
tensotildees residuais
Para os processos de usinagem a rugosidade tem grande importacircncias pois a mesma eacute
fundamental para o controle da qualidade das peccedilas produzidas A rugosidade pode ser
definhada como a topografia em escala microscoacutepica apoacutes um processo de retirada de material
como a usinagem Os fatores que contribuem com a rugosidade normalmente estatildeo mais
relacionados com os paracircmetros de processo do que com o maquinaacuterio Alguns exemplos satildeo
marcas deixadas pela ferramenta devido a fragmentos ou ao gume de corte geraccedilatildeo de
rebarba do material durante o corte forma geomeacutetrica da ferramenta quebra de cavaco entre
outros [9]
Dentre os paracircmetros utilizados na avaliaccedilatildeo da rugosidade o mais comumente
empregado eacute o da rugosidade meacutedia (Ra) [18] Tal paracircmetro eacute obtido atraveacutes da meacutedia
aritmeacutetica do perfil da superfiacutecie em relaccedilatildeo a uma linha meacutedia definida atraveacutes de um
comprimento de amostra [19] [20] Segundo Machado et al (2009) [9] outro paracircmetro
largamente utilizado eacute o da rugosidade Total (Rt) que consiste na distacircncia total entre o maior
pico e o vale mais profundo A Figura 5 mostra a representaccedilatildeo graacutefica de ambos os
paracircmetros Ra e Rt
Figura 5 Rugosidades Ra e Rt [21]
11
Segundo Griffths et al (2001) [12] o torneamento produz efeitos termomecacircnicos
que estatildeo diretamente relacionados agrave integridade superficial da peccedila usinada O efeito
mecacircnico adveacutem principalmente das tensotildees de cisalhamentos desenvolvidas no processo
sendo estas distribuiacutedas em trecircs zonas A chamada zona primaacuteria ocorre na peccedila a medida que
o material eacute removido e convertido em cavaco a secundaacuteria fica localizada na parte inferior
do cavaco a medida que este eacute forccedilado contra a ferramenta e a terciaacuteria ocorre na parte
inferior da ferramenta agrave medida que esta eacute arrastada sobre o material receacutem cortado As
tensotildees primaacuterias e terciaacuterias afetam a superfiacutecie da peccedila cortada jaacute a secundaacuteria natildeo como
mostra a Figura 6 [12]
Adicionalmente pode-se relacionar essas zonas com os raios da ponta das ferramentas
e seu desgaste na integridade superficial da peccedila Em uma ferramenta afiada a ponta da
ferramenta tem um raio de tiacutepico de 8 microm Com o uso da ferramenta e sua degradaccedilatildeo o raio
da ponta aumenta levando a uma planificaccedilatildeo da face da ferramenta em contato com a peccedila e
aumentado os valores do acircngulo de inclinaccedilatildeo Com este aumento o material que se encontra
na ponta da ferramenta eacute forccedilado para frente e comprimido contra a superfiacutecie do material
Quando o acircngulo de inclinaccedilatildeo chega a um valor criacutetico segundo Griffths et al (2001) [12]
maior que -75deg a ferramenta deixa de cortar e passa a criar protuberacircncias no material
degradando a integridade superficial do mesmo
Figura 6 Zonas de esforccedilo cisalhante na ferramenta durante o torneamento [12 Modificado]
[12]
Ainda com relaccedilatildeo ao raio da ponta da ferramenta e seu desgaste sabe-se que
ferramentas afiadas geram temperaturas comparativamente menores que uma natildeo afiada
Segundo Griffths et al (2001) [12] uma ferramenta gasta pode gerar temperaturas proacuteximas a
700degC dependendo dos paracircmetros de corte aplicados Considerando que a temperatura de
12
transformaccedilatildeo microestrutural de algumas fases presentes em peccedilas de accedilo estaacute em torno de
723degC pode-se concluir que a usinagem nessas condiccedilotildees pode resultar em transformaccedilatildeo de
fase
Todos estes fatores contribuem para a geraccedilatildeo de tensotildees residuais associadas a um
material torneado Entatildeo pode-se concluir que estas tensotildees podem apresentar diferentes
perfis dependendo de quatildeo gasta a ferramenta estaacute da presenccedila de lubrificaccedilatildeo e das
condiccedilotildees de operaccedilatildeo aleacutem de estarem diretamente relacionadas aos paracircmetros de corte
Normalmente o consenso eacute de que se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser
compressivas enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [12]
221 ndash Torneamento do accedilo 4140
Na literatura satildeo encontrados vaacuterios trabalhos que tecircm como objetivo estudar a
influecircncia dos paracircmetros de corte no desgaste das ferramentas de corte e principalmente na
integridade superficial das peccedilas produzidas Em particular os accedilos 4140 tecircm sido
amplamente estudados neste acircmbito tendo em vista sua aplicaccedilatildeo na induacutestria
Ersan Aslan et al (2007) [22] estudaram os efeitos dos paracircmetros de corte do accedilo
AISI 4140 endurecido (63 HRc) com ferramenta de ceracircmica misturada com Al2O3 + TiCN
no torneamento a seco Neste trabalho concluiu que a velocidade de corte foi o uacutenico fator
estatisticamente significante no desgaste da ferramenta e embora natildeo estatisticamente
significante a profundidade de corte teve uma influecircncia fiacutesica na variaccedilatildeo dos resultados
Apesar de inesperado observaram que velocidades elevadas diminuiacuteam o desgaste da
ferramenta e dessa forma concluiu-se que para minimizar o desgaste da ferramenta
velocidades de corte maiores 250 mmin e niacuteveis reduzidos de profundidade de corte 025
ou 050 mm devem ter preferecircncia Tambeacutem foi relatado que soacute duas interaccedilotildees velocidade
de corte e avanccedilo e avanccedilo e profundidade de corte possuiacuteram significacircncia estatiacutestica na
rugosidade superficial Na anaacutelise dos resultados chegou-se ao consenso de que uma
velocidade de corte elevada 250 mmin uma profundidade de corte miacutenima 025 mm e um
avanccedilo intermediaacuterio 010 mmrev minimizava os valores da rugosidade superficial
Sudhansu et al (2015) [23] pesquisaram a rugosidade superficial e o desgaste da
aresta de corte no torneamento severo do AISI 4140 com dureza de 52 HRc com pastilhas de
ceracircmica misturada com Al2O3 + TiCN e revestidas com PVD-TiN Na pesquisa os
paracircmetros usados foram combinaccedilotildees de velocidades de corte de 100 170 e 240 mmin
13
avanccedilos de 005 010 e 015 mmrev e profundidades de corte de 01 02 e 03 mm Apoacutes a
conclusatildeo dos experimentos conseguiram obter uma superfiacutecie com oacutetimo acabamento com o
torneamento severo tendo como conclusatildeo que a rugosidade superficial era afetada
principalmente pelo avanccedilo e que a profundidade de corte teve impacto despreziacutevel a
velocidade de corte teve um efeito negativo para a rugosidade e que quatildeo maior era a
velocidade de corte empregada (acima de 170 mmin) pior era a rugosidade superficial
Assim como Ersan et al (2007) [22] os autores reafirmaram que a velocidade de corte eacute o
fator preponderante sobre o desgaste da aresta da ferramenta de corte e os efeitos da interaccedilatildeo
avanccedilo-profundidade de corte satildeo notavelmente mais significantes em comparaccedilatildeo com o
avanccedilo somente Ressalta-se tambeacutem que embora a influecircncia da profundidade de corte natildeo
ter sido observada como significante estatisticamente o desgaste da aresta eacute uma funccedilatildeo
crescente da profundidade de corte A rugosidade do accedilo AISI 4140 foi uma funccedilatildeo do perfil
da aresta da pastilha ceracircmica revestida com TiN Quando a velocidade de corte era
aumentada o perfil da aresta da ferramenta crescia e isso causou deterioraccedilatildeo da superfiacutecie
trabalhada Apesar do crescimento do perfil da aresta ter chegado ao limite permissiacutevel de 03
mm a rugosidade Ra natildeo excedeu 16 microm
Alajmi et al (2015) [24] fizeram um monitoramento termograacutefico da aresta de corte
de ferramentas revestidas e natildeo revestidas na busca de aprender sobre os paracircmetros de corte
e suas influecircncias nas ferramentas e no aporte teacutermico nas ferramentas Nesse monitoramento
usou-se os paracircmetros de velocidade de corte de 75 e 115 mmin avanccedilo de 018 e 032
mmrev profundidade de corte de 15mm e com velocidades de cortes de 115 e 75 mmin em
diferentes accedilos sendo um deles o 4140 Com base nos ensaios realizados os autores
observaram que a velocidade de corte natildeo teve efeito significante nas temperaturas
observadas diferente do avanccedilo que com a sua reduccedilatildeo resultava em maiores valores de
temperatura Com a deformaccedilatildeo da aresta de corte uma elevaccedilatildeo da temperatura foi
observada provavelmente pela maior aacuterea de contato causada por essa deformaccedilatildeo e a
temperatura produzida pelas ferramentas eram menores quando as ferramentas possuiacuteam
revestimento Observou-se tambeacutem a importacircncia do uso de revestimento nas ferramentas e
sua influecircncia nas temperaturas obtidas conforme apresenta a Tabela 3 e as Figuras 6 e 7
14
Tabela 3 Testes e paracircmetros de ferramentas revestidas e sem revestimento [24 Modificado] [24]
Teste (nuacutemero)
Paracircmetros de corte Velocidade (V)
mmin Avanccedilo (f)
mmrev Profundidade de corte
(d) mm Diacircmetro
(mm) N
(rpm) T1 115 032 15 100 360 T2 115 018 15 100 360 T3 75 032 15 100 250 T4 75 018 15 100 250
Figura 7 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
15
Figura 8 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
Akbar et al (2008) [25] fizeram uma anaacutelise experimental da particcedilatildeo teacutermica no
torneamento a seco do accedilo AISI 4140 aplicando diferentes velocidades de corte incluindo
velocidades convencionais e altas velocidades de torneamento (100 197 314 395 565 628
785 e 880 mmin) O avanccedilo e a profundidade de corte foram mantidos constantes (01
mmrev e 25mm respectivamente) e o comprimento cortado foi limitado a 5mm para
minimizar a variaccedilatildeo que o desgaste da ferramenta poderia trazer Foram usadas duas
ferramentas uma de metal duro sem revestimento e outra com revestimento de TiN
Observou-se uma variaccedilatildeo no comportamento das forccedilas de corte com o aumento da
velocidade corte Variando a velocidade de corte de 100 ateacute 395 mmin a forccedila de corte
diminuiacutea Entretanto na faixa de 395 e 565 mmin essa forccedila cresce junto com a elevaccedilatildeo da
velocidade Em seguida a forccedila torna a diminuir na regiatildeo de altas velocidades acima de 565
mmin
Neste mesmo trabalho revelou-se que para as ferramentas revestidas com TiN as
forccedilas de corte diminuiacuteram gradativamente quando a velocidade aumentava (de 100 ateacute 880
mmin) A medidas experimentais de forccedila de corte e de avanccedilo foram maiores para as
ferramentas natildeo-revestidas em todas as velocidades estudadas Relata-se que este fenocircmeno
pode ser decorrente da reduccedilatildeo da fricccedilatildeo e da adesatildeo com a peccedila que o revestimento de TiN
proporciona A forccedila de avanccedilo tambeacutem reduziu gradualmente com o aumento da velocidade
de corte em todos os testes tanto para as ferramentas com revestimento ou sem
16
23 ndash Tensotildees Residuais
Matsumoto et al (1986) [26] definiram tensatildeo residual como a tensatildeo que permanece
no componente apoacutes a solicitaccedilatildeo termomecacircnica agrave qual foi submetido Sua presenccedila pode ser
uacutetil ou deleteacuteria dependendo da sua natureza trativa ou compressiva e magnitude alta ou
baixa A classificaccedilatildeo atual dos tipos de tensotildees residuais eacute definida quanto a sua abrangecircncia
podendo ser classificadas como Tensotildees Macroscoacutepicas tambeacutem referenciada como Tipo I
Tensotildees Microscoacutepicas chamadas de Tipo II e Tensotildees submicroscoacutepicas ou Tipo III [27]
bull Tensotildees residuais do tipo I Satildeo tensotildees a niacuteveis macroscoacutepicos em uma escala
maior que o tamanho de gratildeo do material
bull Tensotildees residuais do tipo II Satildeo tensotildees microscoacutepicas que variam dentro da
escala de um gratildeo individual Tais tensotildees satildeo esperadas natildeo somente em
materiais com muacuteltiplas microestruturas mas inclusive em materiais que
possuem uma microestrutura uacutenica devido a anisotropia e o comportamento de
cada gratildeo
bull Tensotildees residuais do tipo III Tambeacutem satildeo tensotildees microscoacutepicas poreacutem esta
existe dentro do gratildeo Por isso muitas vezes satildeo chamadas de submicroscoacutepicas
Satildeo essencialmente resultado da presenccedila de descontinuidades e outros defeitos
da estrutura cristalina do material Normalmente vem acompanhada da Tensatildeo
de Tipo II
Na Figura 9 eacute apresentado um diagrama esquemaacutetico que mostra os 3 tipos de tensatildeo
residual (120590119868 120590119868119868 119890 120590119868119868119868) [27]
17
Figura 9 Desenho esquemaacutetico dos tipos de tensatildeo residual [27]
A anaacutelise das tensotildees residuais presentes nos componentes mecacircnicos bem como a
compreensatildeo do comportamento das propriedades mecacircnicas dos materiais quando sujeitos a
campos de tensotildees originados nos processos usinagem eacute de grande importacircncia para diversas
aacutereas Estaacute bem estabelecido que a presenccedila de tensotildees residuais compressivas na superfiacutecie
do material aumenta a sobrevida em fadiga pois a compressatildeo dificulta a nucleaccedilatildeo eou a
propagaccedilatildeo de trincas [28] Em contrapartida tensotildees trativas podem se somar agraves tensotildees de
trabalho mesmo no regime elaacutestico podendo levar a ruptura prematura do componente [29]
231 ndash Tensotildees Residuais em usinagem
As tensotildees residuais satildeo desenvolvidas em qualquer processo termomecacircnico sendo
essas tensotildees classificadas de acordo com sua origem em Teacutermica Quiacutemica e Mecacircnica
Entre as trecircs origens as tensotildees de origem teacutermica em um niacutevel macroscoacutepico satildeo
decorrentes de um aquecimento e resfriamento natildeo uniforme advindas de processos como a
usinagem e tratamentos teacutermicos Adicionalmente restriccedilotildees impostas por peccedilas de grande
volume podem levar ao desenvolvimento de tensotildees elevadas magnitudes devido ao
gradiente teacutermico entre a superfiacutecie e o nuacutecleo da peccedila Um exemplo eacute o processo de tempera
de um accedilo que leva a tensotildees compressivas na superfiacutecie balanceadas com tensotildees trativas no
centro do componente [27]
Tensotildees de origem quiacutemica se desenvolvem devido a mudanccedilas de volume associadas
com reaccedilotildees quiacutemicas precipitaccedilatildeo e transformaccedilatildeo de fase Tratamento quiacutemicos
18
superficiais e revestimento de materiais levam a um gradiente de tensatildeo residual de elevada
magnitude nas camadas superficiais [27] Como exemplo cita-se a nitretaccedilatildeo que tende a gerar
tensotildees compressivas na regiatildeo de difusatildeo por causa da expansatildeo estrutural e precipitaccedilatildeo de
nitretos [30]
O escoamento plaacutestico natildeo homogecircneo tambeacutem resulta em campos de tensatildeo residual
neste caso de origem mecacircnica Essas tensotildees podem se desenvolver de forma natural durante
o processo de fabricaccedilatildeo ou tratamento teacutermico dos materiais podendo ser tambeacutem
introduzidas de forma deliberada para o desenvolvimento de um perfil especiacutefico de tensatildeo
[27] Seja qual for o processo de usinagem de materiais metaacutelicos iraacute causar tensotildees residuais
que podem alcanccedilar valores proacuteximos ao limite de escoamento do material e influenciar na
vida em serviccedilo de componentes mecacircnicos Portanto definir o processo adequado para cada
aplicaccedilatildeo requer a previsatildeo de quatildeo elevada seraacute a tensatildeo residual gerada em funccedilatildeo dos
paracircmetros envolvidos no do processo utilizado [31]
Pesquisadores concordam que as tensotildees residuais de um componente satildeo um
conjunto das trecircs fontes de tensatildeo residual Muito dificilmente um componente soacute teraacute sido
submetido agrave processos que soacute resultem de uma soacute fonte de tensatildeo residual Especificamente
na usinagem os paracircmetros de corte utilizados na usinagem como velocidade de corte
velocidade de avanccedilo profundidade de corte aleacutem do estado da ferramenta e tipo de
lubrificaccedilatildeo empregadas podem levar a uma variaccedilatildeo significativa da taxa de produccedilatildeo e
tambeacutem nas tensotildees residuais presentes no componente usinado [32] Em geral o consenso eacute
de que na usinagem se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser compressivas
enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [14] Contudo Matsumoto et
al (1986) [26] afirmam que em funccedilatildeo da dureza do material a usinagem pode promover
tensotildees residuais de compressatildeo ou de traccedilatildeo Por exemplo para os accedilos de baixa dureza a
tensatildeo residual eacute trativa e para os accedilos com elevada dureza a tensatildeo residual eacute compressiva
232 ndash Tensotildees Residuais em torneamento
O estudo sobre tensotildees residuais em usinagem em particular no torneamento
aumentou nos uacuteltimos anos A necessidade de ganhar produtividade leva os setores de
usinagem a empregar paracircmetros de corte cada vez mais severos o que tende a mudar
19
significativamente o estado das tensotildees residuais principalmente as superficiais nos
componentes usinados
Capello et al (2004) [32] fizeram um estudo comparando a influecircncia dos paracircmetros
de corte no torneamento de diferentes materiais nas tensotildees residuais obtidas Nesse trabalho
foi utilizada uma velocidade de corte fixa e quatro paracircmetros distintos profundidade de
corte avanccedilo raio da ponta da ferramenta e acircngulo de entrada para 3 accedilos diferentes Um accedilo
com propriedades mecacircnicas elevadas (39NiCrMo3) o segundo com propriedades
intermediaacuterias (C45 steel) e o terceiro com propriedades baixas (Fe370) Pelos resultados
obtidos foi verificado que os paracircmetros que se expressavam mais nas tensotildees residuais
foram o avanccedilo colocado na maacutequina e o raio da ferramenta Com a elevaccedilatildeo do valor do
avanccedilo e com o aumento do raio da ferramenta as tensotildees geradas resultantes se
pronunciavam com caraacuteter trativo
Garcia et al (2012) [33] realizaram um estudo sobre o efeito dos paracircmetros de corte
na geraccedilatildeo das tensotildees residuais superficiais no torneamento de um accedilo AISI 4340 Como
principais conclusotildees esse trabalho mostrou que com o aumento da velocidade de corte as
tensotildees residuais tendiam a serem menos trativas Contudo as tensotildees residuais tendem a ser
mais trativas com o aumento do avanccedilo possivelmente em virtude do aumento da temperatura
de corte e a rugosidade superficial tambeacutem se elevava Logo a integridade superficial
piorava com o aumento do avanccedilo de corte A Figura 10 mostra as curvas obtidas nas direccedilotildees
de avanccedilo (longitudinal) e direccedilatildeo de corte (circunferencial) onde eacute possiacutevel observar o
comportamento trativo das tensotildees residuais Esses dados indicando que os fatores (teacutermico
deformaccedilatildeo plaacutestica e de transformaccedilatildeo fase) responsaacuteveis pela geraccedilatildeo das tensotildees
superficiais mudam de acordo com o campo da velocidade de corte empregado Neste caso
para velocidades menores o fator mais expressivo eacute a temperatura que gera tensotildees teacutermicas
de traccedilatildeo e para velocidades mais elevadas as tensotildees geradas pela transformaccedilatildeo de fase
eou de deformaccedilatildeo plaacutestica eram as que adquiriam maior importacircncia
20
Figura 10 Tensotildees residuais medidas na direccedilatildeo de longitudinal (a) e na direccedilatildeo
circunferencial (b) [33]
21
233 ndash Tensometria por difraccedilatildeo de Raios-X
Existem diversas teacutecnicas experimentais de se obter os valores de tensatildeo residual
Bordinassi et al (2006) [34] citam que atualmente os dois meacutetodos mais utilizados satildeo o do
furo cego e a tensometria por difraccedilatildeo de raios-X sendo este uacuteltimo o mais utilizado dentre os
dois Martins et al (2004) [35] afirmam tambeacutem que o meacutetodo por difraccedilatildeo de raios-X
apresenta os melhores resultados quando comparado com o meacutetodo micromagneacutetico e
meacutetodo do furo Todas essas teacutecnicas podem ser classificadas de acordo com o niacutevel de dano
introduzido no material em [36]
bull Destrutivas processos que para obtenccedilatildeo das informaccedilotildees de deformaccedilatildeo
necessaacuterias para a anaacutelise das tensotildees residuais comprometem ou
impossibilitam o uso da amostra analisada
bull Natildeo destrutivos natildeo precisam da remoccedilatildeo material e natildeo provocam qualquer
tipo de dano durante a mediccedilatildeo de tensotildees residuais
bull Parcialmente destrutivas alguns autores como Hilson et al (2009) [36]
defendem que existe uma terceira categoria que eacute caracterizada pelo dano na
peccedila poreacutem com possibilidade de utilizaccedilatildeo da amostra como ilustra a Figura
11
Figura 11 Classificaccedilatildeo dos processos de mediccedilatildeo de tensotildees residuais [37]
22
Aleacutem dos danos causados no material outros fatores devem ser levados em
consideraccedilatildeo ao escolher a teacutecnica adequada Satildeo eles [27]
bull Fatores relativos a praticidade custo e disponibilidade do equipamento
portabilidade velocidade de mediccedilatildeo existecircncia de procedimento padronizado e
niacutevel de habilidade requerida do operador
bull Fatores relativo ao material classe do material que pode ser analisado por uma
teacutecnica particular preparaccedilatildeo preacutevia da superfiacutecie e necessidade de propriedades
especiacuteficas
bull Fatores relativos a mediccedilatildeo resoluccedilatildeo penetraccedilatildeo tipo de tensatildeo detectada
gradiente de tensatildeo incerteza e aacuterea ou volume de anaacutelise
A maioria das teacutecnicas existentes satildeo capazes de medir tensotildees residuais do tipo I
Poreacutem somente algumas como difraccedilatildeo de raios-X possuem a resoluccedilatildeo necessaacuteria para
medir tensotildees residuais de tipo II E mesmo com bons niacuteveis de resoluccedilatildeo as incertezas das
mediccedilotildees podem ser elevadas chegando a 30 do valor medido [27] Um resumo desses
fatores estaacute descrito na Tabela 4
Tabela 4 Teacutecnicas e caracteriacutesticas para determinaccedilatildeo da tensatildeo residual [27 Modificado] [27]
Teacutecnica Velocidade Penetraccedilatildeo Aacuterea de anaacutelise
Resoluccedilatildeo Tipo de Tensatildeo
Furos Cego
Raacutepida Meacutedia
Igual ao tamanho do furo
1-2 mm diacircmetro
50 -100 microm I
Difraccedilatildeo de Raio-X
Raacutepida Meacutedia
Ateacute 1 mm 01 ndash 1 mmsup2 20 microm I e II
Ultrassom Raacutepida gt100 mm 1-400 mmsup2 1 mm I
Magneacutetica Raacutepida 20 a 300 microm gt2 mmsup2 5 mm I
A teacutecnica utilizada nos procedimentos experimentais deste trabalho foi a de difraccedilatildeo
de Raios X Atraveacutes desta teacutecnica a deformaccedilatildeo causada na superfiacutecie eacute obtida pela razatildeo da
variaccedilatildeo da distacircncia interplanar pela distacircncia livre de deformaccedilatildeo Como pode ser
observado na Figura 12 o paracircmetro chamado de distacircncia interplanar eacute representado pela
letra ldquodrdquo Esta distacircncia eacute entatildeo convertida em tensatildeo segundo equaccedilotildees derivadas da teoria
da elasticidade [38] ou seja a variaccedilatildeo da distacircncia entre planos cristalinos induzida pela
presenccedila de tensotildees eacute medida com base na lei de Bragg e as tensotildees satildeo calculadas
23
assumindo-se que a distorccedilatildeo ocorre no regime elaacutestico Desta forma somente a parte elaacutestica
do campo de deformaccedilotildees eacute medida uma vez que a deformaccedilatildeo plaacutestica natildeo afeta os
paracircmetros cristalinos Como dito anteriormente esta eacute uma teacutecnica natildeo destrutiva e como a
maioria das teacutecnicas natildeo destrutivas eacute limitada agraves camadas superficiais na ordem de 10 microm
[35]
Figura 12 Difraccedilatildeo de raios-X em cristais simples carregados e descarregados [39]
Bragg descreve a difraccedilatildeo de raios X no estado inicial natildeo deformado como uma
reflexatildeo segundo alguns planos cristalinos Estes planos possuem uma distacircncia ldquodrdquo chamada
de distacircncia interplanar Um feixe paralelo de raios-X de comprimento de onda λ que incide
na superfiacutecie deste material com um acircngulo de incidecircncia θ iraacute sofrer uma difraccedilatildeo sob o
mesmo acircngulo θ desde que a equaccedilatildeo de Bragg seja satisfeita (equaccedilatildeo 31)
119899 = 2119889 ∙ 119904119890119899120579 (31)
24
Entatildeo ao utilizar um feixe de raios-X monocromaacuteticos (λ = constante) o valor do
acircngulo θ referente a uma intensidade maacutexima de difraccedilatildeo depende somente da distacircncia
interplanar ldquodrdquo
A derivada da expressatildeo de Bragg indica que
∆119889
119889+
119888119900119904120579
119904119890119899120579∙ ∆120579 = 0 (32)
120576 = minus∆120579 ∙ cot 119892120579 (33)
∆120579 = 120579119888119900119898 119905119890119899119904atilde119900 minus 120579119904119890119898 119905119890119899119904atilde119900 (34)
Medindo ∆120579 pode-se calcular a deformaccedilatildeo e consequentemente a respectiva tensatildeo
residual Vaacuterios meacutetodos satildeo propostos para determinaccedilatildeo das deformaccedilotildees segundo a
difraccedilatildeo de raiosndashX [39] [40] Poreacutem no escopo deste trabalho seraacute tratado somente o meacutetodo
do sensup2 Segundo Bordinassi et al (2006) [34] este meacutetodo tem sua maior aplicabilidade
quando se busca maior exatidatildeo nas medidas cujas amostras possuem um certo grau de
textura Este meacutetodo nada mais eacute que a adequaccedilatildeo da Equaccedilatildeo 33 utilizando coordenadas
polares (Figura 13) ao estado real de tensotildees que resulta em
120576(120593) = cot 119892120579 ∙ (120579120593 minus 120579119900) (35)
Figura 13 Sistema de coordenadas polares [41 Modificado] [41]
Sabendo que
25
120576120593 = (1205901 ∙ 1198881199001199042120593 + 1205902 ∙ 1199041198901198992120593)1199041198901198992 minus 120583(1205901 + 1205902 + 1205903)
119864 (36)
Mantendo o acircngulo 120593 fixo e determinando a diferenccedila entre as deformaccedilotildees em duas
direccedilotildees distintas atraveacutes do acircngulo obtemos
120576(1205932) minus 120576(1205931) = cot 119892120579119900 ∙ (1205791205932minus 1205791205931
) (37)
Reescrevendo o primeiro termo da equaccedilatildeo 36 em funccedilatildeo da diferenccedila de deformaccedilatildeo
entre duas direccedilotildees diferentes temos
120576(1205932) minus 120576(1205931) =(1 + 120583) ∙ 120590120593 ∙ (11990411989011989922 minus 11990411989011989921)
119864 (38)
Substituindo o primeiro membro da Equaccedilatildeo 38 pelo segundo membro da equaccedilatildeo 37
obteacutem-se a equaccedilatildeo utilizada na mediccedilatildeo de tensotildees residuais
120590120593 =119864
(1 + 120583)∙ cot 119892120579119900 ∙
(1205791205932minus 1205791205931
)
(11990411989011989922 minus 11990411989011989921) (38)
O graacutefico da Figura 14 eacute obtido pela plotagem das variaccedilotildees dos acircngulos de difraccedilatildeo
2θ com as variaccedilotildees dos acircngulos de incidecircncia dos raios-X Podemos observar a partir da
equaccedilatildeo 38 que a tensatildeo residual eacute diretamente proporcional agrave derivada de 2θ em funccedilatildeo de
sensup2ψ
Figura 14 Estado de tensatildeo do material em funccedilatildeo do declive da curva 2θ x sensup2ψ [41]
26
Capiacutetulo 3
Materiais e Meacutetodos
A realizaccedilatildeo do procedimento experimental teve algumas fases dentre as quais pode-
se citar a preparaccedilatildeo das amostras torneamento em alta velocidade mediccedilatildeo das tensotildees
residuais superficiais por difraccedilatildeo de raios-x e anaacutelise dos resultados Os itens subsequentes
descrevem em detalhes todos os meacutetodos equipamentos e procedimentos utilizados neste
trabalho
31 ndash Material
O material utilizado na confecccedilatildeo das amostras foi o accedilo SAE 4140 cuja a dureza
medida foi de aproximadamente 15 HRc Este accedilo foi adquirido em barras de duas polegadas
de diacircmetro por 120 mm de comprimento e em cada barra foi confeccionado 4 amostras
conforme a Figura 15
Figura 15 Representaccedilatildeo esquemaacutetica das amostras
27
32 ndash Preparaccedilatildeo das amostras
A amostra foi usinada no torno mecacircnico convencional do Laboratoacuterio de Pesquisa em
Usinagem (LABUS) do Centro Federal de Ensino Tecnoloacutegico Celso Suckow da Fonseca
(CEFET ndash RJ Maracanatilde) conforme a Figura 16 Na operaccedilatildeo foi utilizado fluido de corte
para tentar amenizar a influecircncia desta usinagem no resultado final
Figura 16 Torno utilizado na preparaccedilatildeo da amostra
A partir dos resultados obtidos das tensotildees residuais apoacutes a usinagem no torno
convencional constatou-se que as medidas foram muito aleatoacuterias devido ao desgaste da
ferramenta utilizada e entatildeo optou-se por realizar um tratamento teacutermico de aliacutevio de tensotildees
(TTAT) para evitar que os resultados da usinagem principal fossem influenciados pela
operaccedilatildeo anterior As amostras foram aquecidas agrave uma taxa de aproximadamente 175 ordmC
min Apoacutes atingida e estabilizada a temperatura de 600degC a amostra permaneceu nesta
condiccedilatildeo por 2 horas sendo posteriormente resfriada no forno Os valores das tensotildees foram
medidos novamente apoacutes o tratamento
28
33 ndash Torneamento em Alta Velocidade
O torno utilizado nas operaccedilotildees em alta velocidade foi o centro de torneamento Romi
modelo Centur 30D conforme apresenta a Figura 17 capaz de operar em uma faixa em
velocidades entre 4 a 4000 rpm e com potecircncia de 10 CV
Figura 17 CNC Romi Centur 30D
De acordo com as caracteriacutesticas do torno foram escolhidos os paracircmetros mostrados
na Tabela 5 que podem se enquadrar no regime de torneamento em alta velocidade A
profundidade de corte (ap) tambeacutem foi modificada entre as condiccedilotildees [33] Entatildeo o
torneamento das amostras foi fundamentado em um experimento fatorial de quatro
combinaccedilotildees sendo duas repeticcedilotildees para cada combinaccedilatildeo Foi usado um avanccedilo (a)
constante para todas as condiccedilotildees de 02 mmrot A programaccedilatildeo utilizada pode ser
encontrada no Anexo A
Tabela 5 Tabela das Condiccedilotildees
Condiccedilatildeo A B Vc [mmin] ap [mm]
1 -1 -1 500 01
2 -1 1 500 02
3 1 -1 600 01
4 1 1 600 02
29
Onde
Fatores A Velocidade de Corte (Niacuteveis 119881minus1 = 500 119898119898119894119899 e 119881+1 = 600 119898119898119894119899)
B Profundidade de Corte (Niacuteveis 119865minus1 = 01 119898119898 ou 119865+1 = 02 119898119898)
Tratamentos
119881minus1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 02 mm
119881minus1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 02 mm
Unidade
Experimental Mega Pascal
As ferramentas utilizadas foram os insertos VBMT 160408-PM4325 da Sandvik com
geometria mostrada na Figura 18 Para cada condiccedilatildeo foi utilizado um soacute gume de corte para
garantir a uniformidade da aresta de corte e evitar que o desgaste da ferramenta influenciasse
nos resultados finais A Tabela 6 fornece as principais caracteriacutesticas do inserto
Figura 18 Insertos utilizados no torneamento
Tabela 6 Propriedades do inserto
Tamanho Efetivo da aresta de corte (LE) 15806 mm
Diacircmetro ciacuterculo inscrito (IC) 9525 mm
Raio da ponta (RE) 0794 mm
Espessura (S) 4763 mm
30
34 ndash Mediccedilatildeo das tensotildees residuais
As mediccedilotildees de tensotildees residuais foram realizadas no Laboratoacuterio de Anaacutelise de
Tensotildees (LAT) do Departamento de Engenharia Mecacircnica da Universidade Federal
Fluminense (UFF) A teacutecnica adotada foi a de tensometria por difraccedilatildeo de raios-X utilizando-
se o equipamento de anaacutelise de tensotildees da Stressrad (Figura 19)
Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra
As amostras foram medidas em duas direccedilotildees longitudinal (L) e circunferencial copy
conforme detalha a Figura 20 Os seguintes paracircmetros foram adotados
Radiaccedilatildeo Crκα (λ=22809Å) difratando o plano cristalograacutefico (211) da ferrita
Acircngulo de difraccedilatildeo de ferrita (2θ) 1562ordm
Acircngulos Ψ 0ordm 21ordm 30ordm 38ordm 45ordm
Tempo de exposiccedilatildeo ao Raio-X 45s para cada acircngulo Ψ
FONTE DE ALTA TENSAtildeO
AMOSTRA SOFTWARE
TUBO DE Crκα
GONIOcircMETRO
31
Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial
A rugosidade superficial das amostras foi medida com o rugosiacutemetro da Taylor
Hobson Precision Surtronic 25 (Figura 21) As mediccedilotildees foram feitas em pontos distintos da
amostra no sentido longitudinal procurando obter o resultado que melhor representasse a
rugosidade real das amostras Foram realizadas 7 medidas em cada amostra
O paracircmetro adotado foi a rugosidade meacutedia (Ra) na qual o comprimento de mediccedilatildeo
foi de L= 400 e o de amostragem igual a La = 08mm O raio da ponta do apalpador eacute de
5microm conferindo ao equipamento uma resoluccedilatildeo de 001microm com precisatildeo de 2 do valor
medido
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson
32
Capiacutetulo 4
Resultados e discussotildees
As anaacutelises inicias foram com base nos valores de tensatildeo residuais (TR) sendo as
medidas realizadas apoacutes a preparaccedilatildeo das amostras mas devido a heterogeneidade
apresentada pelas mesmas foi realizado um TTAT Apoacutes o tratamento teacutermico obteve-se uma
meacutedia de -144 MPa nas tensotildees residuais longitudinais (L) e de -142 MPa na direccedilatildeo
circunferencial (C) com erro de aproximadamente 15 MPa Apoacutes a usinagem principal as
tensotildees residuais foram medidas novamente e a Tabela 7 apresenta os valores obtidos em
todas as amostras
Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem
Condiccedilatildeo Amostra Tensatildeo Residual [MPa]
Longitudinal (L) Circunferencial (C)
1 2D -183 plusmn 20 435 plusmn 31
2C 67 plusmn 1 550 plusmn 16
2 2B -162 plusmn 33 498 plusmn 0
2A 179 plusmn 25 508 plusmn 101
3 1D -260 plusmn 75 291 plusmn 41
1C -90 plusmn 0 405 plusmn 33
4 1B 97 plusmn 23 369 plusmn 1
1A 125 plusmn 6 262 plusmn 8
A Figura 22 mostra os valores das tensotildees residual nas direccedilotildees circunferencial e longitudinal
respectivamente Com base nos graacuteficos nota-se que o comportamento das TR
circunferenciais eacute homogecircneo e coerente com a literatura [33] onde com valores maiores de
velocidade de corte tem-se uma diminuiccedilatildeo na magnitude das tensotildees trativas Entretanto na
longitudinal haacute muita heterogeneidade nos valores o que torna difiacutecil a anaacutelise dos resultados
nesta direccedilatildeo
33
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Longitudinal
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
1 2 3 4Condiccedilotildees
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Condiccedilotildees
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial
A Tabela 8 apresenta a meacutedia das tensotildees para cada condiccedilatildeo tanto na direccedilatildeo
longitudinal quanto na transversal a fim de analisar a influecircncia de cada paracircmetro nas
tensotildees residuais gerados no torneamento Conforme valores apresentados as tensotildees
superficiais circunferenciais encontram-se no estado de traccedilatildeo enquanto as tensotildees na direccedilatildeo
longitudinal apresentam um misto de compressatildeo e traccedilatildeo
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual
Condiccedilatildeo Tensotildees residuais (MPa)
C L
1 4925 plusmn 5 -58 plusmn 3
2 503 plusmn 7 85 plusmn 5
3 348 plusmn 6 -175 plusmn 6
4 3155 plusmn 2 111 plusmn 4
34
Avaliando o graacutefico da Figura 23 eacute possiacutevel observar uma clara reduccedilatildeo nos valores
das tensotildees quando passamos do regime de velocidade de 500mmin (condiccedilotildees 1 e 2) para o
de 600mmin (condiccedilotildees 3 e 4) Isto sugere que a tendecircncia da tensatildeo residual eacute reduzir seu
valor com o aumento da velocidade de corte conforme previsto na literatura [33] para
condiccedilotildees de transiccedilatildeo baixa-alta velocidade de corte Este comportamento sugere que a
condiccedilatildeo um e dois encontram-se no limiar do regime de altas velocidades
Com relaccedilatildeo ao efeito da profundidade nota-se que o comportamento das tensotildees
residuais eacute resultado da combinaccedilatildeo entre profundidade e velocidade Quando se tem
velocidades de corte maior o aumento da profundidade tende a diminuir os valores das
tensotildees ou seja aumenta o efeito da deformaccedilatildeo plaacutestica sobre o gradiente teacutermico o que natildeo
eacute evidente para velocidades menores
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Profundidade
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial
Na direccedilatildeo longitudinal (Figura 24) percebe-se uma amplificaccedilatildeo do efeito da
profundidade de corte na tensatildeo residual com o aumento da velocidade de corte Para as
amostras que foram submetidas agrave maior velocidade de corte ocorreu um aumento expressivo
da diferenccedila dos valores de tensotildees residuais encontrados em funccedilatildeo de uma mesma
profundidade de corte utilizada Contudo considerando o desvio padratildeo entre as medidas natildeo
35
se pode concluir qual a tendecircncia das TR na direccedilatildeo longitudinal com essa quantidade de
amostras pois haacute muita heterogeneidade nas medidas
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
LongitudinalT
ensatilde
o R
esid
ual (
MP
a)
Profundidade
Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal
Com relaccedilatildeo agrave rugosidade a literatura [10] descreve que com o aumento da velocidade
de corte ocorre uma diminuiccedilatildeo dos valores meacutedios de rugosidade enquanto que o aumento
da profundidade de corte acarreta em valores maiores de rugosidade apesar deste uacuteltimo natildeo
impactar tanto nos resultados Analisando os valores de rugosidade apresentados na Figura 25
em conjunto com a Figura 26 nota-se que os menores valores meacutedios de rugosidade foram
obtidos para os maiores valores de velocidade de corte (condiccedilotildees 3 e 4) Contudo tambeacutem
fica claro que existe uma inconsistecircncia dos valores apresentados na condiccedilatildeo dois O valor
esperado para esta condiccedilatildeo era seguir a tendecircncia das condiccedilotildees trecircs e quatro ou seja o valor
meacutedio de rugosidade da condiccedilatildeo dois deveria ser da mesma magnitude do valor da condiccedilatildeo
um poreacutem superior assim como o da condiccedilatildeo quatro eacute maior do que o da condiccedilatildeo trecircs
36
01 0223
24
25
26
27
28
29
30Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Profundidade
Vc = 500 [mmin] Vc = 600 [mmin]
Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade
1 2 3 423
24
25
26
27
28
29
30 Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Condiccedilatildeo
Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial
Analisando a Figura 27 eacute perceptiacutevel que o aumento da profundidade de corte
ocasionou resultados com tensotildees longitudinais de natureza trativa Isso pode ser relacionado
37
com um possiacutevel fator teacutermico imposto pela maior profundidade de corte sendo mais
evidente com maiores valores de velocidade de corte Entretanto quando se compara tensotildees
residuais com rugosidade novamente natildeo haacute como chegar a conclusotildees
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
1 2 3 4
Longitudinal
Condiccedilotildees
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
24
26
28
30
Rug
osid
ade
(μm
)
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
2
12 ndash Justificativa
Pesquisas em usinagem satildeo realizadas constantemente O desenvolvimento dos
chamados processos de usinagem com alta velocidade de corte (HSC ndash High Speed Cutting ou
HSM ndash High Speed Machining) vem melhorando dia a dia a produtividade do setor com a
diminuiccedilatildeo do tempo de usinagem Entretanto por ser um processo severo tanto as
ferramentas de corte quanto as peccedilas produzidas podem sofrer danos irreversiacuteveis e prejudicar
todo o processo de fabricaccedilatildeo Neste acircmbito o estudo sobre como os paracircmetros de corte
influenciam na operaccedilatildeo e na qualidade da peccedila fabricada satildeo fundamentais para o contiacutenuo
desenvolvimento tecnoloacutegico da aacuterea de usinagem
13 ndash Objetivos
O estudo de processos de fabricaccedilatildeo por usinagem e suas influecircncias nas propriedades
macroscoacutepicas satildeo fundamentais para melhorar a produccedilatildeo e eficaacutecia dos procedimentos
adotados atualmente na induacutestria A intenccedilatildeo deste trabalho eacute contribuir com informaccedilotildees
sobre a integridade superficial resultante do torneamento em alta velocidade de componentes
mecacircnicos com foco nas tensotildees residuais geradas nesses processos que em funccedilatildeo da sua
natureza e magnitude podem ser beneacuteficas ou prejudiciais para a vida em serviccedilo da peccedila
usinada
14 ndash Metodologia e Trabalho Realizado
O presente trabalho foi realizado em cinco etapas Revisatildeo bibliograacutefica Materiais e
Meacutetodos Resultados e Discussotildees Conclusatildeo e Sugestotildees para trabalhos futuros aleacutem da
lista da bibliografia utilizada para a elaboraccedilatildeo do mesmo e anexo com o programa utilizado
no torno CNC
Na revisatildeo bibliograacutefica os conceitos e definiccedilotildees relevantes ao tema satildeo apresentados
para melhor embasamento teoacuterico do trabalho Em Materiais e Meacutetodos satildeo descritas todas as
etapas de trabalho para a obtenccedilatildeo dos dados Na parte experimental do trabalho usinagem
das amostras medidas de tensotildees residuais e rugosidade superficial No capiacutetulo Resultados e
Discussotildees eacute apresentada toda a anaacutelise sobre as tensotildees residuais geradas nos processos de
torneamento e satildeo estabelecidas correlaccedilotildees com os paracircmetros de corte e com a rugosidade
3
superficial medida apoacutes a usinagem e dados da literatura Por fim satildeo apresentadas as
conclusotildees obtidas neste estudo e sugeridos pontos importantes que podem ser desenvolvidos
com base neste para trabalhos futuros
4
Capiacutetulo 2
Revisatildeo Bibliograacutefica 21 ndash Accedilo SAE 4140
O accedilo SAE 4140 tambeacutem conhecido como accedilo-cromo-molibdecircnio eacute classificado
como accedilo meacutedio carbono ligado para beneficiamento Este accedilo possui teores de carbono entre
03 e 05 em sua estrutura explicando a classificaccedilatildeo de ser considerado um accedilo de meacutedio
carbono Podem ser utilizados a temperaturas de ateacute 480degC reduzindo drasticamente sua
resistecircncia com valores de temperatura maiores Esse material eacute aplicado na fabricaccedilatildeo de
automoacuteveis aviotildees virabrequins bielas eixos engrenagens armas parafusos equipamentos
para petroacuteleo dentre outros devido as exigecircncias de elevada dureza resistecircncia e tenacidade
[3] As Tabela 1 e 2 apresentam as faixas de composiccedilatildeo quiacutemica e propriedades mecacircnicas
do SAE 4140 respectivamente
Tabela 1 Composiccedilatildeo quiacutemica accedilo SAE 4140 (em de peso) [4 Modificado][4]
SAE C Mn P S Si Cr Mo
4140 038 ndash 043 075 ndash 100 003 maacutex 004 maacutex 015 ndash 035 08 ndash 110 015 ndash 025
Tabela 2 Propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140 em temperatura ambiente [3
Modificado] [3]
Densidade (103119896119892 1198983) 77 ndash 803
Coeficiente de Poisson 027 ndash 03
Moacutedulo de Young (GPa) 655
Resistecircncia agrave tensatildeo (MPa) 4171
Alongamento () 257
Reduccedilatildeo de Aacuterea () 569
Dureza (HB) - Temperado a 815 degC 197
Resistecircncia a Impacto (J) - Temperado a 815 degC
545
Na Figura 1a podemos ver a microestrutura do material apoacutes a tempera e apoacutes a
tempera mais revenido Nota-se que a estrutura eacute predominantemente martensiacutetica apoacutes a
tecircmpera conferindo ao material grande resistecircncia e dureza poreacutem baixa tenacidade A
5
transformaccedilatildeo ocorre quando a taxa de resfriamento brusca eacute raacutepida o suficiente para prevenir
a difusatildeo do carbono pois qualquer difusatildeo que por ventura ocorra resultaraacute na formaccedilatildeo das
fases ferrita e cementita A austenita possui estrutura CFC que sofre uma transformaccedilatildeo
polimoacuterfica para martensita tetragonal de corpo centrado (TCC) sendo formada por uma
soluccedilatildeo soacutelida supersaturada de carbono no ferro [5]
Apoacutes o revenimento (Figura 1b) houve a dissoluccedilatildeo da estrutura martensiacutetica que
passou a ser uma estrutura de martensita revenida que confere ao material propriedades
equilibradas de resistecircncia tenacidade e dureza Os pontos escuros satildeo resultado de ataque
dos agentes quiacutemicos utilizados na metalografia Juntos os tratamentos teacutermicos de tecircmpera e
revenido constituem o chamado tratamento de beneficiamento [6]
Figura 1 Matriz martensiacutetica do SAE 4140 (a) Tratamento teacutermico de tecircmpera (antes do
revenido) (b) Tratamento teacutermico de tecircmpera (apoacutes o revenido) [6]
A taxa de resfriamento no processo de tecircmpera afeta de forma substancial o resultado
do tratamento sendo dependente do meio de resfriamento que entra em contato com a
amostra Diante disso se o resfriamento controla a taxa de nucleaccedilatildeo e a do crescimento em
transformaccedilotildees difusionais a temperatura de transformaccedilatildeo determinaraacute a microestrutura final do
produto transformado [6] Com relaccedilatildeo ao revenido o mesmo tem por objetivo corrigir a
excessiva dureza e fragilidade do material melhorando sua ductilidade e resistecircncia ao
choque aleacutem de corrigir aliviar as tensotildees residuais provenientes da tempera [7] Na Figura 2
pode-se ver como a dureza e tenacidade satildeo afetadas pela temperatura de revenimento para o
accedilo 4140
6
Figura 2 Curva de dureza em funccedilatildeo da temperatura de revenido do accedilo 4140 (esquerda)
Tenacidade em funccedilatildeo da temperatura de revenimento para o accedilo 4140 revenido por uma hora
(direita) [8]
22 ndash Torneamento
O ato de trabalhar uma peccedila bruta com maacutequinas-ferramenta para conferir-lhe a forma
final desejada em especiacutefico envolvendo a retirada de material se chama usinagem Dentro
deste escopo existem diferentes processos como fresamento retificaccedilatildeo furaccedilatildeo
mandrilamento brochamento roscamento torneamento entre outros [9]
As peccedilas metaacutelicas fabricadas pelos processos metaluacutergicos convencionais - como
fundiccedilatildeo forjamento e etc ndash geralmente apresentam superfiacutecies grosseiras e que em alguns
casos exigem um determinado acabamento Por outro lado os processos citados nem sempre
permitem obter certas peculiaridades como saliecircncias ou reentracircncias furos rosqueados e
furos passantes por exemplo Assim a usinagem se torna necessaacuteria principalmente onde
essas geometrias natildeo conseguem ser alcanccediladas por outros tipos de processos de fabricaccedilatildeo
Dentre os processos de usinagem o torneamento eacute o processo de fabricaccedilatildeo mecacircnica
responsaacutevel em geral pela fabricaccedilatildeo de peccedilas de revoluccedilatildeo [10]
7
O torneamento eacute a operaccedilatildeo por intermeacutedio da qual um soacutelido indefinido eacute feito girar
ao redor do eixo da maacutequina operatriz denominada torno ao mesmo tempo que a ferramenta
de corte lhe retira material perifericamente de modo a transformaacute-lo numa peccedila bem definida
tanto em relaccedilatildeo agrave forma quanto as dimensotildees Como todos os trabalhos executados com
maacutequinas-ferramenta o torneamento ocorre mediante a retirada progressiva de material
(cavaco) da peccedila trabalhada por uma ferramenta de corte que deve ter uma dureza superior agrave
do material a ser cortado e possuir um soacute gume cortante [10]
As operaccedilotildees de usinagem podem ser divididas em desbaste e acabamento No
desbaste natildeo existe preocupaccedilatildeo com a qualidade da superfiacutecie uma vez que a prioridade eacute a
retirada de grande volume de material Jaacute no acabamento a prioridade estaacute em obter uma boa
rugosidade superficial e uma boa aparecircncia da superfiacutecie ou entatildeo o que estiver especificado
em projeto [9]
No torneamento a ferramenta penetra na peccedila cujo movimento rotativo ao redor de
seu eixo permite o corte contiacutenuo e regular do material A forccedila necessaacuteria para retirar o
cavaco eacute feita sobre a peccedila enquanto a ferramenta firmemente presa ao porta-ferramenta
contrabalanccedila a reaccedilatildeo dessa forccedila Para realizar o torneamento satildeo necessaacuterios trecircs
movimentos relativos entra a peccedila e a ferramenta (Figura 3)
bull Movimento de corte eacute o movimento principal que permite cortar o material O
movimento eacute rotativo e realizado pela peccedila
bull Movimento de avanccedilo eacute o movimento que desloca a ferramenta
longitudinalmente agrave peccedila
bull Movimento de penetraccedilatildeo eacute o movimento que determina a profundidade de
corte ao deslocar a ferramenta radialmente contra a peccedila e assim regular a
profundidade de corte do passe e a espessura do cavaco
Figura 3 Representaccedilatildeo esquemaacutetica de torneamento [11 Modificado] [11]
MOVIMENTO DE
PENETRACcedilAtildeO
MOVIMENTO
DE AVANCcedilO
MOVIMENTO DE
CORTE
8
Assim como nos outros processos de usinagem o que define como a operaccedilatildeo de
torneamento a ser realizada satildeo os paracircmetros da usinagem Esses paracircmetros precisam ser
bem estudados e definidos para o torneamento produzir peccedilas em conformidade com o projeto
e ao mesmo tempo preservar ao maacuteximo a ferramenta de corte Para o torneamento pode-se
definir como principais paracircmetros de corte [12]
bull Velocidade de Corte (Vc) velocidade perifeacuterica da ponta da ferramenta na peccedila
conforme mostrado na Equaccedilatildeo 21
119881119888 =
120587 lowast 119889 lowast 119899
1000(
119898
119898119894119899)
(21)
d = diacircmetro em mm
n = rotaccedilatildeo em rpm
bull Avanccedilo (a) Deslocamento que a ferramenta faz em uma volta da peccedila O avanccedilo
eacute dado por mmrot
bull Velocidade de avanccedilo (Va) Medida do deslocamento que a ferramenta faz por
unidade de tempo conforme mostrado na Equaccedilatildeo 22
119881119886 = 119886 lowast 119899 (119898119898
119898119894119899)
(22)
bull Profundidade de corte (p) Medida linear da penetraccedilatildeo que a ferramenta faz na
peccedila em cada passe conforme mostrado na Equaccedilatildeo 23
119901 =
119863 minus 119889
2(119898119898)
(23)
D = diacircmetro inicial em mm (antes do passe)
d = diacircmetro final em mm (apoacutes o passe)
A busca por aumento de produtividade nos processos de usinagem vem de longa data
Taylor procurava melhorar o material usado para confeccionar as ferramentas de corte e seus
estudos renderam o desenvolvimento dos accedilos raacutepidos para ferramentas de corte Com a
criaccedilatildeo deste material se tornou possiacutevel elevar a velocidade da usinagem sem trazer grandes
prejuiacutezos agraves ferramentas e assim aumentar a produtividade do processo [13]
9
Com o decorrer dos anos diversas outras contribuiccedilotildees surgiram para poder fazer a
usinagem com velocidades de corte cada vez mais elevadas Essas contribuiccedilotildees foram em
diferentes aacutereas como os materiais para as ferramentas e na elaboraccedilatildeo de maacutequinas-
ferramentas que fossem capazes de suportar tamanhas velocidades e consequentemente as
solicitaccedilotildees que esse tipo de usinagem impotildee na maacutequina [13]
A usinagem em alta velocidade de corte ou HSM (High Speed Machining) ou HSC
(High Speed Cutting) eacute reconhecida como uma importante tecnologia de usinagem em
desenvolvimento e implantaccedilatildeo Esse modo de operaccedilatildeo tem como principal vantagem a
possibilidade de executar usinagem com velocidades de corte cinco a dez vezes maiores do
que as normalmente utilizadas e com avanccedilo e profundidade de corte menores do que os
adotados na usinagem convencional Embora possa ser utilizada em operaccedilotildees de desbaste a
sua aplicaccedilatildeo eacute sobretudo indicada para semi-acabamento e acabamento [14]
A definiccedilatildeo de ldquoalta velocidade de corterdquo eacute relativa pois essa definiccedilatildeo diz respeito ao
material a ser usinado da ferramenta de corte e do processo de usinagem Isto significa dizer
que dependendo da configuraccedilatildeo da operaccedilatildeo ela pode ser considerada em alta velocidade
para um material e baixa para outro por exemplo com uma ferramenta de accedilo raacutepido para
usinagem de um material de baixa resistecircncia os valores dos paracircmetros podem ser
aumentados jaacute para a usinagem de materiais de elevadas resistecircncias esses mesmos
paracircmetros satildeo reduzidos para preservar a peccedila e a ferramenta de corte [13] Por mais incerto
que ainda seja definir quais paracircmetros satildeo considerados alta velocidade Muumlller e Soto 1999
[15] estipularam faixas de velocidades de corte e sua caracterizaccedilatildeo conforme a Figura 4
Figura 4 Faixa de velocidade de corte para diversas operaccedilotildees de usinagem [15
Modificado][15]
10
A seleccedilatildeo cuidadosa dos paracircmetros de corte corretos de usinagem tem forte influecircncia
na obtenccedilatildeo de uma boa integridade superficial Este termo foi primeiramente discutido por
Field e Kahles et al (1964) [16] para eles a Integridade Superficial eacute um meio de definir os
aspectos superficiais em termos da performance de um componente em serviccedilo
Adicionalmente segundo Griffths et al (1989) [17] tambeacutem tem valor topoloacutegico mecacircnico
quiacutemico e metaluacutergico como rugosidade variaccedilotildees de dureza mudanccedilas microestruturais e
tensotildees residuais
Para os processos de usinagem a rugosidade tem grande importacircncias pois a mesma eacute
fundamental para o controle da qualidade das peccedilas produzidas A rugosidade pode ser
definhada como a topografia em escala microscoacutepica apoacutes um processo de retirada de material
como a usinagem Os fatores que contribuem com a rugosidade normalmente estatildeo mais
relacionados com os paracircmetros de processo do que com o maquinaacuterio Alguns exemplos satildeo
marcas deixadas pela ferramenta devido a fragmentos ou ao gume de corte geraccedilatildeo de
rebarba do material durante o corte forma geomeacutetrica da ferramenta quebra de cavaco entre
outros [9]
Dentre os paracircmetros utilizados na avaliaccedilatildeo da rugosidade o mais comumente
empregado eacute o da rugosidade meacutedia (Ra) [18] Tal paracircmetro eacute obtido atraveacutes da meacutedia
aritmeacutetica do perfil da superfiacutecie em relaccedilatildeo a uma linha meacutedia definida atraveacutes de um
comprimento de amostra [19] [20] Segundo Machado et al (2009) [9] outro paracircmetro
largamente utilizado eacute o da rugosidade Total (Rt) que consiste na distacircncia total entre o maior
pico e o vale mais profundo A Figura 5 mostra a representaccedilatildeo graacutefica de ambos os
paracircmetros Ra e Rt
Figura 5 Rugosidades Ra e Rt [21]
11
Segundo Griffths et al (2001) [12] o torneamento produz efeitos termomecacircnicos
que estatildeo diretamente relacionados agrave integridade superficial da peccedila usinada O efeito
mecacircnico adveacutem principalmente das tensotildees de cisalhamentos desenvolvidas no processo
sendo estas distribuiacutedas em trecircs zonas A chamada zona primaacuteria ocorre na peccedila a medida que
o material eacute removido e convertido em cavaco a secundaacuteria fica localizada na parte inferior
do cavaco a medida que este eacute forccedilado contra a ferramenta e a terciaacuteria ocorre na parte
inferior da ferramenta agrave medida que esta eacute arrastada sobre o material receacutem cortado As
tensotildees primaacuterias e terciaacuterias afetam a superfiacutecie da peccedila cortada jaacute a secundaacuteria natildeo como
mostra a Figura 6 [12]
Adicionalmente pode-se relacionar essas zonas com os raios da ponta das ferramentas
e seu desgaste na integridade superficial da peccedila Em uma ferramenta afiada a ponta da
ferramenta tem um raio de tiacutepico de 8 microm Com o uso da ferramenta e sua degradaccedilatildeo o raio
da ponta aumenta levando a uma planificaccedilatildeo da face da ferramenta em contato com a peccedila e
aumentado os valores do acircngulo de inclinaccedilatildeo Com este aumento o material que se encontra
na ponta da ferramenta eacute forccedilado para frente e comprimido contra a superfiacutecie do material
Quando o acircngulo de inclinaccedilatildeo chega a um valor criacutetico segundo Griffths et al (2001) [12]
maior que -75deg a ferramenta deixa de cortar e passa a criar protuberacircncias no material
degradando a integridade superficial do mesmo
Figura 6 Zonas de esforccedilo cisalhante na ferramenta durante o torneamento [12 Modificado]
[12]
Ainda com relaccedilatildeo ao raio da ponta da ferramenta e seu desgaste sabe-se que
ferramentas afiadas geram temperaturas comparativamente menores que uma natildeo afiada
Segundo Griffths et al (2001) [12] uma ferramenta gasta pode gerar temperaturas proacuteximas a
700degC dependendo dos paracircmetros de corte aplicados Considerando que a temperatura de
12
transformaccedilatildeo microestrutural de algumas fases presentes em peccedilas de accedilo estaacute em torno de
723degC pode-se concluir que a usinagem nessas condiccedilotildees pode resultar em transformaccedilatildeo de
fase
Todos estes fatores contribuem para a geraccedilatildeo de tensotildees residuais associadas a um
material torneado Entatildeo pode-se concluir que estas tensotildees podem apresentar diferentes
perfis dependendo de quatildeo gasta a ferramenta estaacute da presenccedila de lubrificaccedilatildeo e das
condiccedilotildees de operaccedilatildeo aleacutem de estarem diretamente relacionadas aos paracircmetros de corte
Normalmente o consenso eacute de que se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser
compressivas enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [12]
221 ndash Torneamento do accedilo 4140
Na literatura satildeo encontrados vaacuterios trabalhos que tecircm como objetivo estudar a
influecircncia dos paracircmetros de corte no desgaste das ferramentas de corte e principalmente na
integridade superficial das peccedilas produzidas Em particular os accedilos 4140 tecircm sido
amplamente estudados neste acircmbito tendo em vista sua aplicaccedilatildeo na induacutestria
Ersan Aslan et al (2007) [22] estudaram os efeitos dos paracircmetros de corte do accedilo
AISI 4140 endurecido (63 HRc) com ferramenta de ceracircmica misturada com Al2O3 + TiCN
no torneamento a seco Neste trabalho concluiu que a velocidade de corte foi o uacutenico fator
estatisticamente significante no desgaste da ferramenta e embora natildeo estatisticamente
significante a profundidade de corte teve uma influecircncia fiacutesica na variaccedilatildeo dos resultados
Apesar de inesperado observaram que velocidades elevadas diminuiacuteam o desgaste da
ferramenta e dessa forma concluiu-se que para minimizar o desgaste da ferramenta
velocidades de corte maiores 250 mmin e niacuteveis reduzidos de profundidade de corte 025
ou 050 mm devem ter preferecircncia Tambeacutem foi relatado que soacute duas interaccedilotildees velocidade
de corte e avanccedilo e avanccedilo e profundidade de corte possuiacuteram significacircncia estatiacutestica na
rugosidade superficial Na anaacutelise dos resultados chegou-se ao consenso de que uma
velocidade de corte elevada 250 mmin uma profundidade de corte miacutenima 025 mm e um
avanccedilo intermediaacuterio 010 mmrev minimizava os valores da rugosidade superficial
Sudhansu et al (2015) [23] pesquisaram a rugosidade superficial e o desgaste da
aresta de corte no torneamento severo do AISI 4140 com dureza de 52 HRc com pastilhas de
ceracircmica misturada com Al2O3 + TiCN e revestidas com PVD-TiN Na pesquisa os
paracircmetros usados foram combinaccedilotildees de velocidades de corte de 100 170 e 240 mmin
13
avanccedilos de 005 010 e 015 mmrev e profundidades de corte de 01 02 e 03 mm Apoacutes a
conclusatildeo dos experimentos conseguiram obter uma superfiacutecie com oacutetimo acabamento com o
torneamento severo tendo como conclusatildeo que a rugosidade superficial era afetada
principalmente pelo avanccedilo e que a profundidade de corte teve impacto despreziacutevel a
velocidade de corte teve um efeito negativo para a rugosidade e que quatildeo maior era a
velocidade de corte empregada (acima de 170 mmin) pior era a rugosidade superficial
Assim como Ersan et al (2007) [22] os autores reafirmaram que a velocidade de corte eacute o
fator preponderante sobre o desgaste da aresta da ferramenta de corte e os efeitos da interaccedilatildeo
avanccedilo-profundidade de corte satildeo notavelmente mais significantes em comparaccedilatildeo com o
avanccedilo somente Ressalta-se tambeacutem que embora a influecircncia da profundidade de corte natildeo
ter sido observada como significante estatisticamente o desgaste da aresta eacute uma funccedilatildeo
crescente da profundidade de corte A rugosidade do accedilo AISI 4140 foi uma funccedilatildeo do perfil
da aresta da pastilha ceracircmica revestida com TiN Quando a velocidade de corte era
aumentada o perfil da aresta da ferramenta crescia e isso causou deterioraccedilatildeo da superfiacutecie
trabalhada Apesar do crescimento do perfil da aresta ter chegado ao limite permissiacutevel de 03
mm a rugosidade Ra natildeo excedeu 16 microm
Alajmi et al (2015) [24] fizeram um monitoramento termograacutefico da aresta de corte
de ferramentas revestidas e natildeo revestidas na busca de aprender sobre os paracircmetros de corte
e suas influecircncias nas ferramentas e no aporte teacutermico nas ferramentas Nesse monitoramento
usou-se os paracircmetros de velocidade de corte de 75 e 115 mmin avanccedilo de 018 e 032
mmrev profundidade de corte de 15mm e com velocidades de cortes de 115 e 75 mmin em
diferentes accedilos sendo um deles o 4140 Com base nos ensaios realizados os autores
observaram que a velocidade de corte natildeo teve efeito significante nas temperaturas
observadas diferente do avanccedilo que com a sua reduccedilatildeo resultava em maiores valores de
temperatura Com a deformaccedilatildeo da aresta de corte uma elevaccedilatildeo da temperatura foi
observada provavelmente pela maior aacuterea de contato causada por essa deformaccedilatildeo e a
temperatura produzida pelas ferramentas eram menores quando as ferramentas possuiacuteam
revestimento Observou-se tambeacutem a importacircncia do uso de revestimento nas ferramentas e
sua influecircncia nas temperaturas obtidas conforme apresenta a Tabela 3 e as Figuras 6 e 7
14
Tabela 3 Testes e paracircmetros de ferramentas revestidas e sem revestimento [24 Modificado] [24]
Teste (nuacutemero)
Paracircmetros de corte Velocidade (V)
mmin Avanccedilo (f)
mmrev Profundidade de corte
(d) mm Diacircmetro
(mm) N
(rpm) T1 115 032 15 100 360 T2 115 018 15 100 360 T3 75 032 15 100 250 T4 75 018 15 100 250
Figura 7 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
15
Figura 8 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
Akbar et al (2008) [25] fizeram uma anaacutelise experimental da particcedilatildeo teacutermica no
torneamento a seco do accedilo AISI 4140 aplicando diferentes velocidades de corte incluindo
velocidades convencionais e altas velocidades de torneamento (100 197 314 395 565 628
785 e 880 mmin) O avanccedilo e a profundidade de corte foram mantidos constantes (01
mmrev e 25mm respectivamente) e o comprimento cortado foi limitado a 5mm para
minimizar a variaccedilatildeo que o desgaste da ferramenta poderia trazer Foram usadas duas
ferramentas uma de metal duro sem revestimento e outra com revestimento de TiN
Observou-se uma variaccedilatildeo no comportamento das forccedilas de corte com o aumento da
velocidade corte Variando a velocidade de corte de 100 ateacute 395 mmin a forccedila de corte
diminuiacutea Entretanto na faixa de 395 e 565 mmin essa forccedila cresce junto com a elevaccedilatildeo da
velocidade Em seguida a forccedila torna a diminuir na regiatildeo de altas velocidades acima de 565
mmin
Neste mesmo trabalho revelou-se que para as ferramentas revestidas com TiN as
forccedilas de corte diminuiacuteram gradativamente quando a velocidade aumentava (de 100 ateacute 880
mmin) A medidas experimentais de forccedila de corte e de avanccedilo foram maiores para as
ferramentas natildeo-revestidas em todas as velocidades estudadas Relata-se que este fenocircmeno
pode ser decorrente da reduccedilatildeo da fricccedilatildeo e da adesatildeo com a peccedila que o revestimento de TiN
proporciona A forccedila de avanccedilo tambeacutem reduziu gradualmente com o aumento da velocidade
de corte em todos os testes tanto para as ferramentas com revestimento ou sem
16
23 ndash Tensotildees Residuais
Matsumoto et al (1986) [26] definiram tensatildeo residual como a tensatildeo que permanece
no componente apoacutes a solicitaccedilatildeo termomecacircnica agrave qual foi submetido Sua presenccedila pode ser
uacutetil ou deleteacuteria dependendo da sua natureza trativa ou compressiva e magnitude alta ou
baixa A classificaccedilatildeo atual dos tipos de tensotildees residuais eacute definida quanto a sua abrangecircncia
podendo ser classificadas como Tensotildees Macroscoacutepicas tambeacutem referenciada como Tipo I
Tensotildees Microscoacutepicas chamadas de Tipo II e Tensotildees submicroscoacutepicas ou Tipo III [27]
bull Tensotildees residuais do tipo I Satildeo tensotildees a niacuteveis macroscoacutepicos em uma escala
maior que o tamanho de gratildeo do material
bull Tensotildees residuais do tipo II Satildeo tensotildees microscoacutepicas que variam dentro da
escala de um gratildeo individual Tais tensotildees satildeo esperadas natildeo somente em
materiais com muacuteltiplas microestruturas mas inclusive em materiais que
possuem uma microestrutura uacutenica devido a anisotropia e o comportamento de
cada gratildeo
bull Tensotildees residuais do tipo III Tambeacutem satildeo tensotildees microscoacutepicas poreacutem esta
existe dentro do gratildeo Por isso muitas vezes satildeo chamadas de submicroscoacutepicas
Satildeo essencialmente resultado da presenccedila de descontinuidades e outros defeitos
da estrutura cristalina do material Normalmente vem acompanhada da Tensatildeo
de Tipo II
Na Figura 9 eacute apresentado um diagrama esquemaacutetico que mostra os 3 tipos de tensatildeo
residual (120590119868 120590119868119868 119890 120590119868119868119868) [27]
17
Figura 9 Desenho esquemaacutetico dos tipos de tensatildeo residual [27]
A anaacutelise das tensotildees residuais presentes nos componentes mecacircnicos bem como a
compreensatildeo do comportamento das propriedades mecacircnicas dos materiais quando sujeitos a
campos de tensotildees originados nos processos usinagem eacute de grande importacircncia para diversas
aacutereas Estaacute bem estabelecido que a presenccedila de tensotildees residuais compressivas na superfiacutecie
do material aumenta a sobrevida em fadiga pois a compressatildeo dificulta a nucleaccedilatildeo eou a
propagaccedilatildeo de trincas [28] Em contrapartida tensotildees trativas podem se somar agraves tensotildees de
trabalho mesmo no regime elaacutestico podendo levar a ruptura prematura do componente [29]
231 ndash Tensotildees Residuais em usinagem
As tensotildees residuais satildeo desenvolvidas em qualquer processo termomecacircnico sendo
essas tensotildees classificadas de acordo com sua origem em Teacutermica Quiacutemica e Mecacircnica
Entre as trecircs origens as tensotildees de origem teacutermica em um niacutevel macroscoacutepico satildeo
decorrentes de um aquecimento e resfriamento natildeo uniforme advindas de processos como a
usinagem e tratamentos teacutermicos Adicionalmente restriccedilotildees impostas por peccedilas de grande
volume podem levar ao desenvolvimento de tensotildees elevadas magnitudes devido ao
gradiente teacutermico entre a superfiacutecie e o nuacutecleo da peccedila Um exemplo eacute o processo de tempera
de um accedilo que leva a tensotildees compressivas na superfiacutecie balanceadas com tensotildees trativas no
centro do componente [27]
Tensotildees de origem quiacutemica se desenvolvem devido a mudanccedilas de volume associadas
com reaccedilotildees quiacutemicas precipitaccedilatildeo e transformaccedilatildeo de fase Tratamento quiacutemicos
18
superficiais e revestimento de materiais levam a um gradiente de tensatildeo residual de elevada
magnitude nas camadas superficiais [27] Como exemplo cita-se a nitretaccedilatildeo que tende a gerar
tensotildees compressivas na regiatildeo de difusatildeo por causa da expansatildeo estrutural e precipitaccedilatildeo de
nitretos [30]
O escoamento plaacutestico natildeo homogecircneo tambeacutem resulta em campos de tensatildeo residual
neste caso de origem mecacircnica Essas tensotildees podem se desenvolver de forma natural durante
o processo de fabricaccedilatildeo ou tratamento teacutermico dos materiais podendo ser tambeacutem
introduzidas de forma deliberada para o desenvolvimento de um perfil especiacutefico de tensatildeo
[27] Seja qual for o processo de usinagem de materiais metaacutelicos iraacute causar tensotildees residuais
que podem alcanccedilar valores proacuteximos ao limite de escoamento do material e influenciar na
vida em serviccedilo de componentes mecacircnicos Portanto definir o processo adequado para cada
aplicaccedilatildeo requer a previsatildeo de quatildeo elevada seraacute a tensatildeo residual gerada em funccedilatildeo dos
paracircmetros envolvidos no do processo utilizado [31]
Pesquisadores concordam que as tensotildees residuais de um componente satildeo um
conjunto das trecircs fontes de tensatildeo residual Muito dificilmente um componente soacute teraacute sido
submetido agrave processos que soacute resultem de uma soacute fonte de tensatildeo residual Especificamente
na usinagem os paracircmetros de corte utilizados na usinagem como velocidade de corte
velocidade de avanccedilo profundidade de corte aleacutem do estado da ferramenta e tipo de
lubrificaccedilatildeo empregadas podem levar a uma variaccedilatildeo significativa da taxa de produccedilatildeo e
tambeacutem nas tensotildees residuais presentes no componente usinado [32] Em geral o consenso eacute
de que na usinagem se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser compressivas
enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [14] Contudo Matsumoto et
al (1986) [26] afirmam que em funccedilatildeo da dureza do material a usinagem pode promover
tensotildees residuais de compressatildeo ou de traccedilatildeo Por exemplo para os accedilos de baixa dureza a
tensatildeo residual eacute trativa e para os accedilos com elevada dureza a tensatildeo residual eacute compressiva
232 ndash Tensotildees Residuais em torneamento
O estudo sobre tensotildees residuais em usinagem em particular no torneamento
aumentou nos uacuteltimos anos A necessidade de ganhar produtividade leva os setores de
usinagem a empregar paracircmetros de corte cada vez mais severos o que tende a mudar
19
significativamente o estado das tensotildees residuais principalmente as superficiais nos
componentes usinados
Capello et al (2004) [32] fizeram um estudo comparando a influecircncia dos paracircmetros
de corte no torneamento de diferentes materiais nas tensotildees residuais obtidas Nesse trabalho
foi utilizada uma velocidade de corte fixa e quatro paracircmetros distintos profundidade de
corte avanccedilo raio da ponta da ferramenta e acircngulo de entrada para 3 accedilos diferentes Um accedilo
com propriedades mecacircnicas elevadas (39NiCrMo3) o segundo com propriedades
intermediaacuterias (C45 steel) e o terceiro com propriedades baixas (Fe370) Pelos resultados
obtidos foi verificado que os paracircmetros que se expressavam mais nas tensotildees residuais
foram o avanccedilo colocado na maacutequina e o raio da ferramenta Com a elevaccedilatildeo do valor do
avanccedilo e com o aumento do raio da ferramenta as tensotildees geradas resultantes se
pronunciavam com caraacuteter trativo
Garcia et al (2012) [33] realizaram um estudo sobre o efeito dos paracircmetros de corte
na geraccedilatildeo das tensotildees residuais superficiais no torneamento de um accedilo AISI 4340 Como
principais conclusotildees esse trabalho mostrou que com o aumento da velocidade de corte as
tensotildees residuais tendiam a serem menos trativas Contudo as tensotildees residuais tendem a ser
mais trativas com o aumento do avanccedilo possivelmente em virtude do aumento da temperatura
de corte e a rugosidade superficial tambeacutem se elevava Logo a integridade superficial
piorava com o aumento do avanccedilo de corte A Figura 10 mostra as curvas obtidas nas direccedilotildees
de avanccedilo (longitudinal) e direccedilatildeo de corte (circunferencial) onde eacute possiacutevel observar o
comportamento trativo das tensotildees residuais Esses dados indicando que os fatores (teacutermico
deformaccedilatildeo plaacutestica e de transformaccedilatildeo fase) responsaacuteveis pela geraccedilatildeo das tensotildees
superficiais mudam de acordo com o campo da velocidade de corte empregado Neste caso
para velocidades menores o fator mais expressivo eacute a temperatura que gera tensotildees teacutermicas
de traccedilatildeo e para velocidades mais elevadas as tensotildees geradas pela transformaccedilatildeo de fase
eou de deformaccedilatildeo plaacutestica eram as que adquiriam maior importacircncia
20
Figura 10 Tensotildees residuais medidas na direccedilatildeo de longitudinal (a) e na direccedilatildeo
circunferencial (b) [33]
21
233 ndash Tensometria por difraccedilatildeo de Raios-X
Existem diversas teacutecnicas experimentais de se obter os valores de tensatildeo residual
Bordinassi et al (2006) [34] citam que atualmente os dois meacutetodos mais utilizados satildeo o do
furo cego e a tensometria por difraccedilatildeo de raios-X sendo este uacuteltimo o mais utilizado dentre os
dois Martins et al (2004) [35] afirmam tambeacutem que o meacutetodo por difraccedilatildeo de raios-X
apresenta os melhores resultados quando comparado com o meacutetodo micromagneacutetico e
meacutetodo do furo Todas essas teacutecnicas podem ser classificadas de acordo com o niacutevel de dano
introduzido no material em [36]
bull Destrutivas processos que para obtenccedilatildeo das informaccedilotildees de deformaccedilatildeo
necessaacuterias para a anaacutelise das tensotildees residuais comprometem ou
impossibilitam o uso da amostra analisada
bull Natildeo destrutivos natildeo precisam da remoccedilatildeo material e natildeo provocam qualquer
tipo de dano durante a mediccedilatildeo de tensotildees residuais
bull Parcialmente destrutivas alguns autores como Hilson et al (2009) [36]
defendem que existe uma terceira categoria que eacute caracterizada pelo dano na
peccedila poreacutem com possibilidade de utilizaccedilatildeo da amostra como ilustra a Figura
11
Figura 11 Classificaccedilatildeo dos processos de mediccedilatildeo de tensotildees residuais [37]
22
Aleacutem dos danos causados no material outros fatores devem ser levados em
consideraccedilatildeo ao escolher a teacutecnica adequada Satildeo eles [27]
bull Fatores relativos a praticidade custo e disponibilidade do equipamento
portabilidade velocidade de mediccedilatildeo existecircncia de procedimento padronizado e
niacutevel de habilidade requerida do operador
bull Fatores relativo ao material classe do material que pode ser analisado por uma
teacutecnica particular preparaccedilatildeo preacutevia da superfiacutecie e necessidade de propriedades
especiacuteficas
bull Fatores relativos a mediccedilatildeo resoluccedilatildeo penetraccedilatildeo tipo de tensatildeo detectada
gradiente de tensatildeo incerteza e aacuterea ou volume de anaacutelise
A maioria das teacutecnicas existentes satildeo capazes de medir tensotildees residuais do tipo I
Poreacutem somente algumas como difraccedilatildeo de raios-X possuem a resoluccedilatildeo necessaacuteria para
medir tensotildees residuais de tipo II E mesmo com bons niacuteveis de resoluccedilatildeo as incertezas das
mediccedilotildees podem ser elevadas chegando a 30 do valor medido [27] Um resumo desses
fatores estaacute descrito na Tabela 4
Tabela 4 Teacutecnicas e caracteriacutesticas para determinaccedilatildeo da tensatildeo residual [27 Modificado] [27]
Teacutecnica Velocidade Penetraccedilatildeo Aacuterea de anaacutelise
Resoluccedilatildeo Tipo de Tensatildeo
Furos Cego
Raacutepida Meacutedia
Igual ao tamanho do furo
1-2 mm diacircmetro
50 -100 microm I
Difraccedilatildeo de Raio-X
Raacutepida Meacutedia
Ateacute 1 mm 01 ndash 1 mmsup2 20 microm I e II
Ultrassom Raacutepida gt100 mm 1-400 mmsup2 1 mm I
Magneacutetica Raacutepida 20 a 300 microm gt2 mmsup2 5 mm I
A teacutecnica utilizada nos procedimentos experimentais deste trabalho foi a de difraccedilatildeo
de Raios X Atraveacutes desta teacutecnica a deformaccedilatildeo causada na superfiacutecie eacute obtida pela razatildeo da
variaccedilatildeo da distacircncia interplanar pela distacircncia livre de deformaccedilatildeo Como pode ser
observado na Figura 12 o paracircmetro chamado de distacircncia interplanar eacute representado pela
letra ldquodrdquo Esta distacircncia eacute entatildeo convertida em tensatildeo segundo equaccedilotildees derivadas da teoria
da elasticidade [38] ou seja a variaccedilatildeo da distacircncia entre planos cristalinos induzida pela
presenccedila de tensotildees eacute medida com base na lei de Bragg e as tensotildees satildeo calculadas
23
assumindo-se que a distorccedilatildeo ocorre no regime elaacutestico Desta forma somente a parte elaacutestica
do campo de deformaccedilotildees eacute medida uma vez que a deformaccedilatildeo plaacutestica natildeo afeta os
paracircmetros cristalinos Como dito anteriormente esta eacute uma teacutecnica natildeo destrutiva e como a
maioria das teacutecnicas natildeo destrutivas eacute limitada agraves camadas superficiais na ordem de 10 microm
[35]
Figura 12 Difraccedilatildeo de raios-X em cristais simples carregados e descarregados [39]
Bragg descreve a difraccedilatildeo de raios X no estado inicial natildeo deformado como uma
reflexatildeo segundo alguns planos cristalinos Estes planos possuem uma distacircncia ldquodrdquo chamada
de distacircncia interplanar Um feixe paralelo de raios-X de comprimento de onda λ que incide
na superfiacutecie deste material com um acircngulo de incidecircncia θ iraacute sofrer uma difraccedilatildeo sob o
mesmo acircngulo θ desde que a equaccedilatildeo de Bragg seja satisfeita (equaccedilatildeo 31)
119899 = 2119889 ∙ 119904119890119899120579 (31)
24
Entatildeo ao utilizar um feixe de raios-X monocromaacuteticos (λ = constante) o valor do
acircngulo θ referente a uma intensidade maacutexima de difraccedilatildeo depende somente da distacircncia
interplanar ldquodrdquo
A derivada da expressatildeo de Bragg indica que
∆119889
119889+
119888119900119904120579
119904119890119899120579∙ ∆120579 = 0 (32)
120576 = minus∆120579 ∙ cot 119892120579 (33)
∆120579 = 120579119888119900119898 119905119890119899119904atilde119900 minus 120579119904119890119898 119905119890119899119904atilde119900 (34)
Medindo ∆120579 pode-se calcular a deformaccedilatildeo e consequentemente a respectiva tensatildeo
residual Vaacuterios meacutetodos satildeo propostos para determinaccedilatildeo das deformaccedilotildees segundo a
difraccedilatildeo de raiosndashX [39] [40] Poreacutem no escopo deste trabalho seraacute tratado somente o meacutetodo
do sensup2 Segundo Bordinassi et al (2006) [34] este meacutetodo tem sua maior aplicabilidade
quando se busca maior exatidatildeo nas medidas cujas amostras possuem um certo grau de
textura Este meacutetodo nada mais eacute que a adequaccedilatildeo da Equaccedilatildeo 33 utilizando coordenadas
polares (Figura 13) ao estado real de tensotildees que resulta em
120576(120593) = cot 119892120579 ∙ (120579120593 minus 120579119900) (35)
Figura 13 Sistema de coordenadas polares [41 Modificado] [41]
Sabendo que
25
120576120593 = (1205901 ∙ 1198881199001199042120593 + 1205902 ∙ 1199041198901198992120593)1199041198901198992 minus 120583(1205901 + 1205902 + 1205903)
119864 (36)
Mantendo o acircngulo 120593 fixo e determinando a diferenccedila entre as deformaccedilotildees em duas
direccedilotildees distintas atraveacutes do acircngulo obtemos
120576(1205932) minus 120576(1205931) = cot 119892120579119900 ∙ (1205791205932minus 1205791205931
) (37)
Reescrevendo o primeiro termo da equaccedilatildeo 36 em funccedilatildeo da diferenccedila de deformaccedilatildeo
entre duas direccedilotildees diferentes temos
120576(1205932) minus 120576(1205931) =(1 + 120583) ∙ 120590120593 ∙ (11990411989011989922 minus 11990411989011989921)
119864 (38)
Substituindo o primeiro membro da Equaccedilatildeo 38 pelo segundo membro da equaccedilatildeo 37
obteacutem-se a equaccedilatildeo utilizada na mediccedilatildeo de tensotildees residuais
120590120593 =119864
(1 + 120583)∙ cot 119892120579119900 ∙
(1205791205932minus 1205791205931
)
(11990411989011989922 minus 11990411989011989921) (38)
O graacutefico da Figura 14 eacute obtido pela plotagem das variaccedilotildees dos acircngulos de difraccedilatildeo
2θ com as variaccedilotildees dos acircngulos de incidecircncia dos raios-X Podemos observar a partir da
equaccedilatildeo 38 que a tensatildeo residual eacute diretamente proporcional agrave derivada de 2θ em funccedilatildeo de
sensup2ψ
Figura 14 Estado de tensatildeo do material em funccedilatildeo do declive da curva 2θ x sensup2ψ [41]
26
Capiacutetulo 3
Materiais e Meacutetodos
A realizaccedilatildeo do procedimento experimental teve algumas fases dentre as quais pode-
se citar a preparaccedilatildeo das amostras torneamento em alta velocidade mediccedilatildeo das tensotildees
residuais superficiais por difraccedilatildeo de raios-x e anaacutelise dos resultados Os itens subsequentes
descrevem em detalhes todos os meacutetodos equipamentos e procedimentos utilizados neste
trabalho
31 ndash Material
O material utilizado na confecccedilatildeo das amostras foi o accedilo SAE 4140 cuja a dureza
medida foi de aproximadamente 15 HRc Este accedilo foi adquirido em barras de duas polegadas
de diacircmetro por 120 mm de comprimento e em cada barra foi confeccionado 4 amostras
conforme a Figura 15
Figura 15 Representaccedilatildeo esquemaacutetica das amostras
27
32 ndash Preparaccedilatildeo das amostras
A amostra foi usinada no torno mecacircnico convencional do Laboratoacuterio de Pesquisa em
Usinagem (LABUS) do Centro Federal de Ensino Tecnoloacutegico Celso Suckow da Fonseca
(CEFET ndash RJ Maracanatilde) conforme a Figura 16 Na operaccedilatildeo foi utilizado fluido de corte
para tentar amenizar a influecircncia desta usinagem no resultado final
Figura 16 Torno utilizado na preparaccedilatildeo da amostra
A partir dos resultados obtidos das tensotildees residuais apoacutes a usinagem no torno
convencional constatou-se que as medidas foram muito aleatoacuterias devido ao desgaste da
ferramenta utilizada e entatildeo optou-se por realizar um tratamento teacutermico de aliacutevio de tensotildees
(TTAT) para evitar que os resultados da usinagem principal fossem influenciados pela
operaccedilatildeo anterior As amostras foram aquecidas agrave uma taxa de aproximadamente 175 ordmC
min Apoacutes atingida e estabilizada a temperatura de 600degC a amostra permaneceu nesta
condiccedilatildeo por 2 horas sendo posteriormente resfriada no forno Os valores das tensotildees foram
medidos novamente apoacutes o tratamento
28
33 ndash Torneamento em Alta Velocidade
O torno utilizado nas operaccedilotildees em alta velocidade foi o centro de torneamento Romi
modelo Centur 30D conforme apresenta a Figura 17 capaz de operar em uma faixa em
velocidades entre 4 a 4000 rpm e com potecircncia de 10 CV
Figura 17 CNC Romi Centur 30D
De acordo com as caracteriacutesticas do torno foram escolhidos os paracircmetros mostrados
na Tabela 5 que podem se enquadrar no regime de torneamento em alta velocidade A
profundidade de corte (ap) tambeacutem foi modificada entre as condiccedilotildees [33] Entatildeo o
torneamento das amostras foi fundamentado em um experimento fatorial de quatro
combinaccedilotildees sendo duas repeticcedilotildees para cada combinaccedilatildeo Foi usado um avanccedilo (a)
constante para todas as condiccedilotildees de 02 mmrot A programaccedilatildeo utilizada pode ser
encontrada no Anexo A
Tabela 5 Tabela das Condiccedilotildees
Condiccedilatildeo A B Vc [mmin] ap [mm]
1 -1 -1 500 01
2 -1 1 500 02
3 1 -1 600 01
4 1 1 600 02
29
Onde
Fatores A Velocidade de Corte (Niacuteveis 119881minus1 = 500 119898119898119894119899 e 119881+1 = 600 119898119898119894119899)
B Profundidade de Corte (Niacuteveis 119865minus1 = 01 119898119898 ou 119865+1 = 02 119898119898)
Tratamentos
119881minus1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 02 mm
119881minus1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 02 mm
Unidade
Experimental Mega Pascal
As ferramentas utilizadas foram os insertos VBMT 160408-PM4325 da Sandvik com
geometria mostrada na Figura 18 Para cada condiccedilatildeo foi utilizado um soacute gume de corte para
garantir a uniformidade da aresta de corte e evitar que o desgaste da ferramenta influenciasse
nos resultados finais A Tabela 6 fornece as principais caracteriacutesticas do inserto
Figura 18 Insertos utilizados no torneamento
Tabela 6 Propriedades do inserto
Tamanho Efetivo da aresta de corte (LE) 15806 mm
Diacircmetro ciacuterculo inscrito (IC) 9525 mm
Raio da ponta (RE) 0794 mm
Espessura (S) 4763 mm
30
34 ndash Mediccedilatildeo das tensotildees residuais
As mediccedilotildees de tensotildees residuais foram realizadas no Laboratoacuterio de Anaacutelise de
Tensotildees (LAT) do Departamento de Engenharia Mecacircnica da Universidade Federal
Fluminense (UFF) A teacutecnica adotada foi a de tensometria por difraccedilatildeo de raios-X utilizando-
se o equipamento de anaacutelise de tensotildees da Stressrad (Figura 19)
Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra
As amostras foram medidas em duas direccedilotildees longitudinal (L) e circunferencial copy
conforme detalha a Figura 20 Os seguintes paracircmetros foram adotados
Radiaccedilatildeo Crκα (λ=22809Å) difratando o plano cristalograacutefico (211) da ferrita
Acircngulo de difraccedilatildeo de ferrita (2θ) 1562ordm
Acircngulos Ψ 0ordm 21ordm 30ordm 38ordm 45ordm
Tempo de exposiccedilatildeo ao Raio-X 45s para cada acircngulo Ψ
FONTE DE ALTA TENSAtildeO
AMOSTRA SOFTWARE
TUBO DE Crκα
GONIOcircMETRO
31
Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial
A rugosidade superficial das amostras foi medida com o rugosiacutemetro da Taylor
Hobson Precision Surtronic 25 (Figura 21) As mediccedilotildees foram feitas em pontos distintos da
amostra no sentido longitudinal procurando obter o resultado que melhor representasse a
rugosidade real das amostras Foram realizadas 7 medidas em cada amostra
O paracircmetro adotado foi a rugosidade meacutedia (Ra) na qual o comprimento de mediccedilatildeo
foi de L= 400 e o de amostragem igual a La = 08mm O raio da ponta do apalpador eacute de
5microm conferindo ao equipamento uma resoluccedilatildeo de 001microm com precisatildeo de 2 do valor
medido
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson
32
Capiacutetulo 4
Resultados e discussotildees
As anaacutelises inicias foram com base nos valores de tensatildeo residuais (TR) sendo as
medidas realizadas apoacutes a preparaccedilatildeo das amostras mas devido a heterogeneidade
apresentada pelas mesmas foi realizado um TTAT Apoacutes o tratamento teacutermico obteve-se uma
meacutedia de -144 MPa nas tensotildees residuais longitudinais (L) e de -142 MPa na direccedilatildeo
circunferencial (C) com erro de aproximadamente 15 MPa Apoacutes a usinagem principal as
tensotildees residuais foram medidas novamente e a Tabela 7 apresenta os valores obtidos em
todas as amostras
Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem
Condiccedilatildeo Amostra Tensatildeo Residual [MPa]
Longitudinal (L) Circunferencial (C)
1 2D -183 plusmn 20 435 plusmn 31
2C 67 plusmn 1 550 plusmn 16
2 2B -162 plusmn 33 498 plusmn 0
2A 179 plusmn 25 508 plusmn 101
3 1D -260 plusmn 75 291 plusmn 41
1C -90 plusmn 0 405 plusmn 33
4 1B 97 plusmn 23 369 plusmn 1
1A 125 plusmn 6 262 plusmn 8
A Figura 22 mostra os valores das tensotildees residual nas direccedilotildees circunferencial e longitudinal
respectivamente Com base nos graacuteficos nota-se que o comportamento das TR
circunferenciais eacute homogecircneo e coerente com a literatura [33] onde com valores maiores de
velocidade de corte tem-se uma diminuiccedilatildeo na magnitude das tensotildees trativas Entretanto na
longitudinal haacute muita heterogeneidade nos valores o que torna difiacutecil a anaacutelise dos resultados
nesta direccedilatildeo
33
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Longitudinal
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
1 2 3 4Condiccedilotildees
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Condiccedilotildees
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial
A Tabela 8 apresenta a meacutedia das tensotildees para cada condiccedilatildeo tanto na direccedilatildeo
longitudinal quanto na transversal a fim de analisar a influecircncia de cada paracircmetro nas
tensotildees residuais gerados no torneamento Conforme valores apresentados as tensotildees
superficiais circunferenciais encontram-se no estado de traccedilatildeo enquanto as tensotildees na direccedilatildeo
longitudinal apresentam um misto de compressatildeo e traccedilatildeo
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual
Condiccedilatildeo Tensotildees residuais (MPa)
C L
1 4925 plusmn 5 -58 plusmn 3
2 503 plusmn 7 85 plusmn 5
3 348 plusmn 6 -175 plusmn 6
4 3155 plusmn 2 111 plusmn 4
34
Avaliando o graacutefico da Figura 23 eacute possiacutevel observar uma clara reduccedilatildeo nos valores
das tensotildees quando passamos do regime de velocidade de 500mmin (condiccedilotildees 1 e 2) para o
de 600mmin (condiccedilotildees 3 e 4) Isto sugere que a tendecircncia da tensatildeo residual eacute reduzir seu
valor com o aumento da velocidade de corte conforme previsto na literatura [33] para
condiccedilotildees de transiccedilatildeo baixa-alta velocidade de corte Este comportamento sugere que a
condiccedilatildeo um e dois encontram-se no limiar do regime de altas velocidades
Com relaccedilatildeo ao efeito da profundidade nota-se que o comportamento das tensotildees
residuais eacute resultado da combinaccedilatildeo entre profundidade e velocidade Quando se tem
velocidades de corte maior o aumento da profundidade tende a diminuir os valores das
tensotildees ou seja aumenta o efeito da deformaccedilatildeo plaacutestica sobre o gradiente teacutermico o que natildeo
eacute evidente para velocidades menores
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Profundidade
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial
Na direccedilatildeo longitudinal (Figura 24) percebe-se uma amplificaccedilatildeo do efeito da
profundidade de corte na tensatildeo residual com o aumento da velocidade de corte Para as
amostras que foram submetidas agrave maior velocidade de corte ocorreu um aumento expressivo
da diferenccedila dos valores de tensotildees residuais encontrados em funccedilatildeo de uma mesma
profundidade de corte utilizada Contudo considerando o desvio padratildeo entre as medidas natildeo
35
se pode concluir qual a tendecircncia das TR na direccedilatildeo longitudinal com essa quantidade de
amostras pois haacute muita heterogeneidade nas medidas
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
LongitudinalT
ensatilde
o R
esid
ual (
MP
a)
Profundidade
Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal
Com relaccedilatildeo agrave rugosidade a literatura [10] descreve que com o aumento da velocidade
de corte ocorre uma diminuiccedilatildeo dos valores meacutedios de rugosidade enquanto que o aumento
da profundidade de corte acarreta em valores maiores de rugosidade apesar deste uacuteltimo natildeo
impactar tanto nos resultados Analisando os valores de rugosidade apresentados na Figura 25
em conjunto com a Figura 26 nota-se que os menores valores meacutedios de rugosidade foram
obtidos para os maiores valores de velocidade de corte (condiccedilotildees 3 e 4) Contudo tambeacutem
fica claro que existe uma inconsistecircncia dos valores apresentados na condiccedilatildeo dois O valor
esperado para esta condiccedilatildeo era seguir a tendecircncia das condiccedilotildees trecircs e quatro ou seja o valor
meacutedio de rugosidade da condiccedilatildeo dois deveria ser da mesma magnitude do valor da condiccedilatildeo
um poreacutem superior assim como o da condiccedilatildeo quatro eacute maior do que o da condiccedilatildeo trecircs
36
01 0223
24
25
26
27
28
29
30Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Profundidade
Vc = 500 [mmin] Vc = 600 [mmin]
Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade
1 2 3 423
24
25
26
27
28
29
30 Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Condiccedilatildeo
Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial
Analisando a Figura 27 eacute perceptiacutevel que o aumento da profundidade de corte
ocasionou resultados com tensotildees longitudinais de natureza trativa Isso pode ser relacionado
37
com um possiacutevel fator teacutermico imposto pela maior profundidade de corte sendo mais
evidente com maiores valores de velocidade de corte Entretanto quando se compara tensotildees
residuais com rugosidade novamente natildeo haacute como chegar a conclusotildees
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
1 2 3 4
Longitudinal
Condiccedilotildees
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
24
26
28
30
Rug
osid
ade
(μm
)
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
3
superficial medida apoacutes a usinagem e dados da literatura Por fim satildeo apresentadas as
conclusotildees obtidas neste estudo e sugeridos pontos importantes que podem ser desenvolvidos
com base neste para trabalhos futuros
4
Capiacutetulo 2
Revisatildeo Bibliograacutefica 21 ndash Accedilo SAE 4140
O accedilo SAE 4140 tambeacutem conhecido como accedilo-cromo-molibdecircnio eacute classificado
como accedilo meacutedio carbono ligado para beneficiamento Este accedilo possui teores de carbono entre
03 e 05 em sua estrutura explicando a classificaccedilatildeo de ser considerado um accedilo de meacutedio
carbono Podem ser utilizados a temperaturas de ateacute 480degC reduzindo drasticamente sua
resistecircncia com valores de temperatura maiores Esse material eacute aplicado na fabricaccedilatildeo de
automoacuteveis aviotildees virabrequins bielas eixos engrenagens armas parafusos equipamentos
para petroacuteleo dentre outros devido as exigecircncias de elevada dureza resistecircncia e tenacidade
[3] As Tabela 1 e 2 apresentam as faixas de composiccedilatildeo quiacutemica e propriedades mecacircnicas
do SAE 4140 respectivamente
Tabela 1 Composiccedilatildeo quiacutemica accedilo SAE 4140 (em de peso) [4 Modificado][4]
SAE C Mn P S Si Cr Mo
4140 038 ndash 043 075 ndash 100 003 maacutex 004 maacutex 015 ndash 035 08 ndash 110 015 ndash 025
Tabela 2 Propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140 em temperatura ambiente [3
Modificado] [3]
Densidade (103119896119892 1198983) 77 ndash 803
Coeficiente de Poisson 027 ndash 03
Moacutedulo de Young (GPa) 655
Resistecircncia agrave tensatildeo (MPa) 4171
Alongamento () 257
Reduccedilatildeo de Aacuterea () 569
Dureza (HB) - Temperado a 815 degC 197
Resistecircncia a Impacto (J) - Temperado a 815 degC
545
Na Figura 1a podemos ver a microestrutura do material apoacutes a tempera e apoacutes a
tempera mais revenido Nota-se que a estrutura eacute predominantemente martensiacutetica apoacutes a
tecircmpera conferindo ao material grande resistecircncia e dureza poreacutem baixa tenacidade A
5
transformaccedilatildeo ocorre quando a taxa de resfriamento brusca eacute raacutepida o suficiente para prevenir
a difusatildeo do carbono pois qualquer difusatildeo que por ventura ocorra resultaraacute na formaccedilatildeo das
fases ferrita e cementita A austenita possui estrutura CFC que sofre uma transformaccedilatildeo
polimoacuterfica para martensita tetragonal de corpo centrado (TCC) sendo formada por uma
soluccedilatildeo soacutelida supersaturada de carbono no ferro [5]
Apoacutes o revenimento (Figura 1b) houve a dissoluccedilatildeo da estrutura martensiacutetica que
passou a ser uma estrutura de martensita revenida que confere ao material propriedades
equilibradas de resistecircncia tenacidade e dureza Os pontos escuros satildeo resultado de ataque
dos agentes quiacutemicos utilizados na metalografia Juntos os tratamentos teacutermicos de tecircmpera e
revenido constituem o chamado tratamento de beneficiamento [6]
Figura 1 Matriz martensiacutetica do SAE 4140 (a) Tratamento teacutermico de tecircmpera (antes do
revenido) (b) Tratamento teacutermico de tecircmpera (apoacutes o revenido) [6]
A taxa de resfriamento no processo de tecircmpera afeta de forma substancial o resultado
do tratamento sendo dependente do meio de resfriamento que entra em contato com a
amostra Diante disso se o resfriamento controla a taxa de nucleaccedilatildeo e a do crescimento em
transformaccedilotildees difusionais a temperatura de transformaccedilatildeo determinaraacute a microestrutura final do
produto transformado [6] Com relaccedilatildeo ao revenido o mesmo tem por objetivo corrigir a
excessiva dureza e fragilidade do material melhorando sua ductilidade e resistecircncia ao
choque aleacutem de corrigir aliviar as tensotildees residuais provenientes da tempera [7] Na Figura 2
pode-se ver como a dureza e tenacidade satildeo afetadas pela temperatura de revenimento para o
accedilo 4140
6
Figura 2 Curva de dureza em funccedilatildeo da temperatura de revenido do accedilo 4140 (esquerda)
Tenacidade em funccedilatildeo da temperatura de revenimento para o accedilo 4140 revenido por uma hora
(direita) [8]
22 ndash Torneamento
O ato de trabalhar uma peccedila bruta com maacutequinas-ferramenta para conferir-lhe a forma
final desejada em especiacutefico envolvendo a retirada de material se chama usinagem Dentro
deste escopo existem diferentes processos como fresamento retificaccedilatildeo furaccedilatildeo
mandrilamento brochamento roscamento torneamento entre outros [9]
As peccedilas metaacutelicas fabricadas pelos processos metaluacutergicos convencionais - como
fundiccedilatildeo forjamento e etc ndash geralmente apresentam superfiacutecies grosseiras e que em alguns
casos exigem um determinado acabamento Por outro lado os processos citados nem sempre
permitem obter certas peculiaridades como saliecircncias ou reentracircncias furos rosqueados e
furos passantes por exemplo Assim a usinagem se torna necessaacuteria principalmente onde
essas geometrias natildeo conseguem ser alcanccediladas por outros tipos de processos de fabricaccedilatildeo
Dentre os processos de usinagem o torneamento eacute o processo de fabricaccedilatildeo mecacircnica
responsaacutevel em geral pela fabricaccedilatildeo de peccedilas de revoluccedilatildeo [10]
7
O torneamento eacute a operaccedilatildeo por intermeacutedio da qual um soacutelido indefinido eacute feito girar
ao redor do eixo da maacutequina operatriz denominada torno ao mesmo tempo que a ferramenta
de corte lhe retira material perifericamente de modo a transformaacute-lo numa peccedila bem definida
tanto em relaccedilatildeo agrave forma quanto as dimensotildees Como todos os trabalhos executados com
maacutequinas-ferramenta o torneamento ocorre mediante a retirada progressiva de material
(cavaco) da peccedila trabalhada por uma ferramenta de corte que deve ter uma dureza superior agrave
do material a ser cortado e possuir um soacute gume cortante [10]
As operaccedilotildees de usinagem podem ser divididas em desbaste e acabamento No
desbaste natildeo existe preocupaccedilatildeo com a qualidade da superfiacutecie uma vez que a prioridade eacute a
retirada de grande volume de material Jaacute no acabamento a prioridade estaacute em obter uma boa
rugosidade superficial e uma boa aparecircncia da superfiacutecie ou entatildeo o que estiver especificado
em projeto [9]
No torneamento a ferramenta penetra na peccedila cujo movimento rotativo ao redor de
seu eixo permite o corte contiacutenuo e regular do material A forccedila necessaacuteria para retirar o
cavaco eacute feita sobre a peccedila enquanto a ferramenta firmemente presa ao porta-ferramenta
contrabalanccedila a reaccedilatildeo dessa forccedila Para realizar o torneamento satildeo necessaacuterios trecircs
movimentos relativos entra a peccedila e a ferramenta (Figura 3)
bull Movimento de corte eacute o movimento principal que permite cortar o material O
movimento eacute rotativo e realizado pela peccedila
bull Movimento de avanccedilo eacute o movimento que desloca a ferramenta
longitudinalmente agrave peccedila
bull Movimento de penetraccedilatildeo eacute o movimento que determina a profundidade de
corte ao deslocar a ferramenta radialmente contra a peccedila e assim regular a
profundidade de corte do passe e a espessura do cavaco
Figura 3 Representaccedilatildeo esquemaacutetica de torneamento [11 Modificado] [11]
MOVIMENTO DE
PENETRACcedilAtildeO
MOVIMENTO
DE AVANCcedilO
MOVIMENTO DE
CORTE
8
Assim como nos outros processos de usinagem o que define como a operaccedilatildeo de
torneamento a ser realizada satildeo os paracircmetros da usinagem Esses paracircmetros precisam ser
bem estudados e definidos para o torneamento produzir peccedilas em conformidade com o projeto
e ao mesmo tempo preservar ao maacuteximo a ferramenta de corte Para o torneamento pode-se
definir como principais paracircmetros de corte [12]
bull Velocidade de Corte (Vc) velocidade perifeacuterica da ponta da ferramenta na peccedila
conforme mostrado na Equaccedilatildeo 21
119881119888 =
120587 lowast 119889 lowast 119899
1000(
119898
119898119894119899)
(21)
d = diacircmetro em mm
n = rotaccedilatildeo em rpm
bull Avanccedilo (a) Deslocamento que a ferramenta faz em uma volta da peccedila O avanccedilo
eacute dado por mmrot
bull Velocidade de avanccedilo (Va) Medida do deslocamento que a ferramenta faz por
unidade de tempo conforme mostrado na Equaccedilatildeo 22
119881119886 = 119886 lowast 119899 (119898119898
119898119894119899)
(22)
bull Profundidade de corte (p) Medida linear da penetraccedilatildeo que a ferramenta faz na
peccedila em cada passe conforme mostrado na Equaccedilatildeo 23
119901 =
119863 minus 119889
2(119898119898)
(23)
D = diacircmetro inicial em mm (antes do passe)
d = diacircmetro final em mm (apoacutes o passe)
A busca por aumento de produtividade nos processos de usinagem vem de longa data
Taylor procurava melhorar o material usado para confeccionar as ferramentas de corte e seus
estudos renderam o desenvolvimento dos accedilos raacutepidos para ferramentas de corte Com a
criaccedilatildeo deste material se tornou possiacutevel elevar a velocidade da usinagem sem trazer grandes
prejuiacutezos agraves ferramentas e assim aumentar a produtividade do processo [13]
9
Com o decorrer dos anos diversas outras contribuiccedilotildees surgiram para poder fazer a
usinagem com velocidades de corte cada vez mais elevadas Essas contribuiccedilotildees foram em
diferentes aacutereas como os materiais para as ferramentas e na elaboraccedilatildeo de maacutequinas-
ferramentas que fossem capazes de suportar tamanhas velocidades e consequentemente as
solicitaccedilotildees que esse tipo de usinagem impotildee na maacutequina [13]
A usinagem em alta velocidade de corte ou HSM (High Speed Machining) ou HSC
(High Speed Cutting) eacute reconhecida como uma importante tecnologia de usinagem em
desenvolvimento e implantaccedilatildeo Esse modo de operaccedilatildeo tem como principal vantagem a
possibilidade de executar usinagem com velocidades de corte cinco a dez vezes maiores do
que as normalmente utilizadas e com avanccedilo e profundidade de corte menores do que os
adotados na usinagem convencional Embora possa ser utilizada em operaccedilotildees de desbaste a
sua aplicaccedilatildeo eacute sobretudo indicada para semi-acabamento e acabamento [14]
A definiccedilatildeo de ldquoalta velocidade de corterdquo eacute relativa pois essa definiccedilatildeo diz respeito ao
material a ser usinado da ferramenta de corte e do processo de usinagem Isto significa dizer
que dependendo da configuraccedilatildeo da operaccedilatildeo ela pode ser considerada em alta velocidade
para um material e baixa para outro por exemplo com uma ferramenta de accedilo raacutepido para
usinagem de um material de baixa resistecircncia os valores dos paracircmetros podem ser
aumentados jaacute para a usinagem de materiais de elevadas resistecircncias esses mesmos
paracircmetros satildeo reduzidos para preservar a peccedila e a ferramenta de corte [13] Por mais incerto
que ainda seja definir quais paracircmetros satildeo considerados alta velocidade Muumlller e Soto 1999
[15] estipularam faixas de velocidades de corte e sua caracterizaccedilatildeo conforme a Figura 4
Figura 4 Faixa de velocidade de corte para diversas operaccedilotildees de usinagem [15
Modificado][15]
10
A seleccedilatildeo cuidadosa dos paracircmetros de corte corretos de usinagem tem forte influecircncia
na obtenccedilatildeo de uma boa integridade superficial Este termo foi primeiramente discutido por
Field e Kahles et al (1964) [16] para eles a Integridade Superficial eacute um meio de definir os
aspectos superficiais em termos da performance de um componente em serviccedilo
Adicionalmente segundo Griffths et al (1989) [17] tambeacutem tem valor topoloacutegico mecacircnico
quiacutemico e metaluacutergico como rugosidade variaccedilotildees de dureza mudanccedilas microestruturais e
tensotildees residuais
Para os processos de usinagem a rugosidade tem grande importacircncias pois a mesma eacute
fundamental para o controle da qualidade das peccedilas produzidas A rugosidade pode ser
definhada como a topografia em escala microscoacutepica apoacutes um processo de retirada de material
como a usinagem Os fatores que contribuem com a rugosidade normalmente estatildeo mais
relacionados com os paracircmetros de processo do que com o maquinaacuterio Alguns exemplos satildeo
marcas deixadas pela ferramenta devido a fragmentos ou ao gume de corte geraccedilatildeo de
rebarba do material durante o corte forma geomeacutetrica da ferramenta quebra de cavaco entre
outros [9]
Dentre os paracircmetros utilizados na avaliaccedilatildeo da rugosidade o mais comumente
empregado eacute o da rugosidade meacutedia (Ra) [18] Tal paracircmetro eacute obtido atraveacutes da meacutedia
aritmeacutetica do perfil da superfiacutecie em relaccedilatildeo a uma linha meacutedia definida atraveacutes de um
comprimento de amostra [19] [20] Segundo Machado et al (2009) [9] outro paracircmetro
largamente utilizado eacute o da rugosidade Total (Rt) que consiste na distacircncia total entre o maior
pico e o vale mais profundo A Figura 5 mostra a representaccedilatildeo graacutefica de ambos os
paracircmetros Ra e Rt
Figura 5 Rugosidades Ra e Rt [21]
11
Segundo Griffths et al (2001) [12] o torneamento produz efeitos termomecacircnicos
que estatildeo diretamente relacionados agrave integridade superficial da peccedila usinada O efeito
mecacircnico adveacutem principalmente das tensotildees de cisalhamentos desenvolvidas no processo
sendo estas distribuiacutedas em trecircs zonas A chamada zona primaacuteria ocorre na peccedila a medida que
o material eacute removido e convertido em cavaco a secundaacuteria fica localizada na parte inferior
do cavaco a medida que este eacute forccedilado contra a ferramenta e a terciaacuteria ocorre na parte
inferior da ferramenta agrave medida que esta eacute arrastada sobre o material receacutem cortado As
tensotildees primaacuterias e terciaacuterias afetam a superfiacutecie da peccedila cortada jaacute a secundaacuteria natildeo como
mostra a Figura 6 [12]
Adicionalmente pode-se relacionar essas zonas com os raios da ponta das ferramentas
e seu desgaste na integridade superficial da peccedila Em uma ferramenta afiada a ponta da
ferramenta tem um raio de tiacutepico de 8 microm Com o uso da ferramenta e sua degradaccedilatildeo o raio
da ponta aumenta levando a uma planificaccedilatildeo da face da ferramenta em contato com a peccedila e
aumentado os valores do acircngulo de inclinaccedilatildeo Com este aumento o material que se encontra
na ponta da ferramenta eacute forccedilado para frente e comprimido contra a superfiacutecie do material
Quando o acircngulo de inclinaccedilatildeo chega a um valor criacutetico segundo Griffths et al (2001) [12]
maior que -75deg a ferramenta deixa de cortar e passa a criar protuberacircncias no material
degradando a integridade superficial do mesmo
Figura 6 Zonas de esforccedilo cisalhante na ferramenta durante o torneamento [12 Modificado]
[12]
Ainda com relaccedilatildeo ao raio da ponta da ferramenta e seu desgaste sabe-se que
ferramentas afiadas geram temperaturas comparativamente menores que uma natildeo afiada
Segundo Griffths et al (2001) [12] uma ferramenta gasta pode gerar temperaturas proacuteximas a
700degC dependendo dos paracircmetros de corte aplicados Considerando que a temperatura de
12
transformaccedilatildeo microestrutural de algumas fases presentes em peccedilas de accedilo estaacute em torno de
723degC pode-se concluir que a usinagem nessas condiccedilotildees pode resultar em transformaccedilatildeo de
fase
Todos estes fatores contribuem para a geraccedilatildeo de tensotildees residuais associadas a um
material torneado Entatildeo pode-se concluir que estas tensotildees podem apresentar diferentes
perfis dependendo de quatildeo gasta a ferramenta estaacute da presenccedila de lubrificaccedilatildeo e das
condiccedilotildees de operaccedilatildeo aleacutem de estarem diretamente relacionadas aos paracircmetros de corte
Normalmente o consenso eacute de que se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser
compressivas enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [12]
221 ndash Torneamento do accedilo 4140
Na literatura satildeo encontrados vaacuterios trabalhos que tecircm como objetivo estudar a
influecircncia dos paracircmetros de corte no desgaste das ferramentas de corte e principalmente na
integridade superficial das peccedilas produzidas Em particular os accedilos 4140 tecircm sido
amplamente estudados neste acircmbito tendo em vista sua aplicaccedilatildeo na induacutestria
Ersan Aslan et al (2007) [22] estudaram os efeitos dos paracircmetros de corte do accedilo
AISI 4140 endurecido (63 HRc) com ferramenta de ceracircmica misturada com Al2O3 + TiCN
no torneamento a seco Neste trabalho concluiu que a velocidade de corte foi o uacutenico fator
estatisticamente significante no desgaste da ferramenta e embora natildeo estatisticamente
significante a profundidade de corte teve uma influecircncia fiacutesica na variaccedilatildeo dos resultados
Apesar de inesperado observaram que velocidades elevadas diminuiacuteam o desgaste da
ferramenta e dessa forma concluiu-se que para minimizar o desgaste da ferramenta
velocidades de corte maiores 250 mmin e niacuteveis reduzidos de profundidade de corte 025
ou 050 mm devem ter preferecircncia Tambeacutem foi relatado que soacute duas interaccedilotildees velocidade
de corte e avanccedilo e avanccedilo e profundidade de corte possuiacuteram significacircncia estatiacutestica na
rugosidade superficial Na anaacutelise dos resultados chegou-se ao consenso de que uma
velocidade de corte elevada 250 mmin uma profundidade de corte miacutenima 025 mm e um
avanccedilo intermediaacuterio 010 mmrev minimizava os valores da rugosidade superficial
Sudhansu et al (2015) [23] pesquisaram a rugosidade superficial e o desgaste da
aresta de corte no torneamento severo do AISI 4140 com dureza de 52 HRc com pastilhas de
ceracircmica misturada com Al2O3 + TiCN e revestidas com PVD-TiN Na pesquisa os
paracircmetros usados foram combinaccedilotildees de velocidades de corte de 100 170 e 240 mmin
13
avanccedilos de 005 010 e 015 mmrev e profundidades de corte de 01 02 e 03 mm Apoacutes a
conclusatildeo dos experimentos conseguiram obter uma superfiacutecie com oacutetimo acabamento com o
torneamento severo tendo como conclusatildeo que a rugosidade superficial era afetada
principalmente pelo avanccedilo e que a profundidade de corte teve impacto despreziacutevel a
velocidade de corte teve um efeito negativo para a rugosidade e que quatildeo maior era a
velocidade de corte empregada (acima de 170 mmin) pior era a rugosidade superficial
Assim como Ersan et al (2007) [22] os autores reafirmaram que a velocidade de corte eacute o
fator preponderante sobre o desgaste da aresta da ferramenta de corte e os efeitos da interaccedilatildeo
avanccedilo-profundidade de corte satildeo notavelmente mais significantes em comparaccedilatildeo com o
avanccedilo somente Ressalta-se tambeacutem que embora a influecircncia da profundidade de corte natildeo
ter sido observada como significante estatisticamente o desgaste da aresta eacute uma funccedilatildeo
crescente da profundidade de corte A rugosidade do accedilo AISI 4140 foi uma funccedilatildeo do perfil
da aresta da pastilha ceracircmica revestida com TiN Quando a velocidade de corte era
aumentada o perfil da aresta da ferramenta crescia e isso causou deterioraccedilatildeo da superfiacutecie
trabalhada Apesar do crescimento do perfil da aresta ter chegado ao limite permissiacutevel de 03
mm a rugosidade Ra natildeo excedeu 16 microm
Alajmi et al (2015) [24] fizeram um monitoramento termograacutefico da aresta de corte
de ferramentas revestidas e natildeo revestidas na busca de aprender sobre os paracircmetros de corte
e suas influecircncias nas ferramentas e no aporte teacutermico nas ferramentas Nesse monitoramento
usou-se os paracircmetros de velocidade de corte de 75 e 115 mmin avanccedilo de 018 e 032
mmrev profundidade de corte de 15mm e com velocidades de cortes de 115 e 75 mmin em
diferentes accedilos sendo um deles o 4140 Com base nos ensaios realizados os autores
observaram que a velocidade de corte natildeo teve efeito significante nas temperaturas
observadas diferente do avanccedilo que com a sua reduccedilatildeo resultava em maiores valores de
temperatura Com a deformaccedilatildeo da aresta de corte uma elevaccedilatildeo da temperatura foi
observada provavelmente pela maior aacuterea de contato causada por essa deformaccedilatildeo e a
temperatura produzida pelas ferramentas eram menores quando as ferramentas possuiacuteam
revestimento Observou-se tambeacutem a importacircncia do uso de revestimento nas ferramentas e
sua influecircncia nas temperaturas obtidas conforme apresenta a Tabela 3 e as Figuras 6 e 7
14
Tabela 3 Testes e paracircmetros de ferramentas revestidas e sem revestimento [24 Modificado] [24]
Teste (nuacutemero)
Paracircmetros de corte Velocidade (V)
mmin Avanccedilo (f)
mmrev Profundidade de corte
(d) mm Diacircmetro
(mm) N
(rpm) T1 115 032 15 100 360 T2 115 018 15 100 360 T3 75 032 15 100 250 T4 75 018 15 100 250
Figura 7 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
15
Figura 8 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
Akbar et al (2008) [25] fizeram uma anaacutelise experimental da particcedilatildeo teacutermica no
torneamento a seco do accedilo AISI 4140 aplicando diferentes velocidades de corte incluindo
velocidades convencionais e altas velocidades de torneamento (100 197 314 395 565 628
785 e 880 mmin) O avanccedilo e a profundidade de corte foram mantidos constantes (01
mmrev e 25mm respectivamente) e o comprimento cortado foi limitado a 5mm para
minimizar a variaccedilatildeo que o desgaste da ferramenta poderia trazer Foram usadas duas
ferramentas uma de metal duro sem revestimento e outra com revestimento de TiN
Observou-se uma variaccedilatildeo no comportamento das forccedilas de corte com o aumento da
velocidade corte Variando a velocidade de corte de 100 ateacute 395 mmin a forccedila de corte
diminuiacutea Entretanto na faixa de 395 e 565 mmin essa forccedila cresce junto com a elevaccedilatildeo da
velocidade Em seguida a forccedila torna a diminuir na regiatildeo de altas velocidades acima de 565
mmin
Neste mesmo trabalho revelou-se que para as ferramentas revestidas com TiN as
forccedilas de corte diminuiacuteram gradativamente quando a velocidade aumentava (de 100 ateacute 880
mmin) A medidas experimentais de forccedila de corte e de avanccedilo foram maiores para as
ferramentas natildeo-revestidas em todas as velocidades estudadas Relata-se que este fenocircmeno
pode ser decorrente da reduccedilatildeo da fricccedilatildeo e da adesatildeo com a peccedila que o revestimento de TiN
proporciona A forccedila de avanccedilo tambeacutem reduziu gradualmente com o aumento da velocidade
de corte em todos os testes tanto para as ferramentas com revestimento ou sem
16
23 ndash Tensotildees Residuais
Matsumoto et al (1986) [26] definiram tensatildeo residual como a tensatildeo que permanece
no componente apoacutes a solicitaccedilatildeo termomecacircnica agrave qual foi submetido Sua presenccedila pode ser
uacutetil ou deleteacuteria dependendo da sua natureza trativa ou compressiva e magnitude alta ou
baixa A classificaccedilatildeo atual dos tipos de tensotildees residuais eacute definida quanto a sua abrangecircncia
podendo ser classificadas como Tensotildees Macroscoacutepicas tambeacutem referenciada como Tipo I
Tensotildees Microscoacutepicas chamadas de Tipo II e Tensotildees submicroscoacutepicas ou Tipo III [27]
bull Tensotildees residuais do tipo I Satildeo tensotildees a niacuteveis macroscoacutepicos em uma escala
maior que o tamanho de gratildeo do material
bull Tensotildees residuais do tipo II Satildeo tensotildees microscoacutepicas que variam dentro da
escala de um gratildeo individual Tais tensotildees satildeo esperadas natildeo somente em
materiais com muacuteltiplas microestruturas mas inclusive em materiais que
possuem uma microestrutura uacutenica devido a anisotropia e o comportamento de
cada gratildeo
bull Tensotildees residuais do tipo III Tambeacutem satildeo tensotildees microscoacutepicas poreacutem esta
existe dentro do gratildeo Por isso muitas vezes satildeo chamadas de submicroscoacutepicas
Satildeo essencialmente resultado da presenccedila de descontinuidades e outros defeitos
da estrutura cristalina do material Normalmente vem acompanhada da Tensatildeo
de Tipo II
Na Figura 9 eacute apresentado um diagrama esquemaacutetico que mostra os 3 tipos de tensatildeo
residual (120590119868 120590119868119868 119890 120590119868119868119868) [27]
17
Figura 9 Desenho esquemaacutetico dos tipos de tensatildeo residual [27]
A anaacutelise das tensotildees residuais presentes nos componentes mecacircnicos bem como a
compreensatildeo do comportamento das propriedades mecacircnicas dos materiais quando sujeitos a
campos de tensotildees originados nos processos usinagem eacute de grande importacircncia para diversas
aacutereas Estaacute bem estabelecido que a presenccedila de tensotildees residuais compressivas na superfiacutecie
do material aumenta a sobrevida em fadiga pois a compressatildeo dificulta a nucleaccedilatildeo eou a
propagaccedilatildeo de trincas [28] Em contrapartida tensotildees trativas podem se somar agraves tensotildees de
trabalho mesmo no regime elaacutestico podendo levar a ruptura prematura do componente [29]
231 ndash Tensotildees Residuais em usinagem
As tensotildees residuais satildeo desenvolvidas em qualquer processo termomecacircnico sendo
essas tensotildees classificadas de acordo com sua origem em Teacutermica Quiacutemica e Mecacircnica
Entre as trecircs origens as tensotildees de origem teacutermica em um niacutevel macroscoacutepico satildeo
decorrentes de um aquecimento e resfriamento natildeo uniforme advindas de processos como a
usinagem e tratamentos teacutermicos Adicionalmente restriccedilotildees impostas por peccedilas de grande
volume podem levar ao desenvolvimento de tensotildees elevadas magnitudes devido ao
gradiente teacutermico entre a superfiacutecie e o nuacutecleo da peccedila Um exemplo eacute o processo de tempera
de um accedilo que leva a tensotildees compressivas na superfiacutecie balanceadas com tensotildees trativas no
centro do componente [27]
Tensotildees de origem quiacutemica se desenvolvem devido a mudanccedilas de volume associadas
com reaccedilotildees quiacutemicas precipitaccedilatildeo e transformaccedilatildeo de fase Tratamento quiacutemicos
18
superficiais e revestimento de materiais levam a um gradiente de tensatildeo residual de elevada
magnitude nas camadas superficiais [27] Como exemplo cita-se a nitretaccedilatildeo que tende a gerar
tensotildees compressivas na regiatildeo de difusatildeo por causa da expansatildeo estrutural e precipitaccedilatildeo de
nitretos [30]
O escoamento plaacutestico natildeo homogecircneo tambeacutem resulta em campos de tensatildeo residual
neste caso de origem mecacircnica Essas tensotildees podem se desenvolver de forma natural durante
o processo de fabricaccedilatildeo ou tratamento teacutermico dos materiais podendo ser tambeacutem
introduzidas de forma deliberada para o desenvolvimento de um perfil especiacutefico de tensatildeo
[27] Seja qual for o processo de usinagem de materiais metaacutelicos iraacute causar tensotildees residuais
que podem alcanccedilar valores proacuteximos ao limite de escoamento do material e influenciar na
vida em serviccedilo de componentes mecacircnicos Portanto definir o processo adequado para cada
aplicaccedilatildeo requer a previsatildeo de quatildeo elevada seraacute a tensatildeo residual gerada em funccedilatildeo dos
paracircmetros envolvidos no do processo utilizado [31]
Pesquisadores concordam que as tensotildees residuais de um componente satildeo um
conjunto das trecircs fontes de tensatildeo residual Muito dificilmente um componente soacute teraacute sido
submetido agrave processos que soacute resultem de uma soacute fonte de tensatildeo residual Especificamente
na usinagem os paracircmetros de corte utilizados na usinagem como velocidade de corte
velocidade de avanccedilo profundidade de corte aleacutem do estado da ferramenta e tipo de
lubrificaccedilatildeo empregadas podem levar a uma variaccedilatildeo significativa da taxa de produccedilatildeo e
tambeacutem nas tensotildees residuais presentes no componente usinado [32] Em geral o consenso eacute
de que na usinagem se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser compressivas
enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [14] Contudo Matsumoto et
al (1986) [26] afirmam que em funccedilatildeo da dureza do material a usinagem pode promover
tensotildees residuais de compressatildeo ou de traccedilatildeo Por exemplo para os accedilos de baixa dureza a
tensatildeo residual eacute trativa e para os accedilos com elevada dureza a tensatildeo residual eacute compressiva
232 ndash Tensotildees Residuais em torneamento
O estudo sobre tensotildees residuais em usinagem em particular no torneamento
aumentou nos uacuteltimos anos A necessidade de ganhar produtividade leva os setores de
usinagem a empregar paracircmetros de corte cada vez mais severos o que tende a mudar
19
significativamente o estado das tensotildees residuais principalmente as superficiais nos
componentes usinados
Capello et al (2004) [32] fizeram um estudo comparando a influecircncia dos paracircmetros
de corte no torneamento de diferentes materiais nas tensotildees residuais obtidas Nesse trabalho
foi utilizada uma velocidade de corte fixa e quatro paracircmetros distintos profundidade de
corte avanccedilo raio da ponta da ferramenta e acircngulo de entrada para 3 accedilos diferentes Um accedilo
com propriedades mecacircnicas elevadas (39NiCrMo3) o segundo com propriedades
intermediaacuterias (C45 steel) e o terceiro com propriedades baixas (Fe370) Pelos resultados
obtidos foi verificado que os paracircmetros que se expressavam mais nas tensotildees residuais
foram o avanccedilo colocado na maacutequina e o raio da ferramenta Com a elevaccedilatildeo do valor do
avanccedilo e com o aumento do raio da ferramenta as tensotildees geradas resultantes se
pronunciavam com caraacuteter trativo
Garcia et al (2012) [33] realizaram um estudo sobre o efeito dos paracircmetros de corte
na geraccedilatildeo das tensotildees residuais superficiais no torneamento de um accedilo AISI 4340 Como
principais conclusotildees esse trabalho mostrou que com o aumento da velocidade de corte as
tensotildees residuais tendiam a serem menos trativas Contudo as tensotildees residuais tendem a ser
mais trativas com o aumento do avanccedilo possivelmente em virtude do aumento da temperatura
de corte e a rugosidade superficial tambeacutem se elevava Logo a integridade superficial
piorava com o aumento do avanccedilo de corte A Figura 10 mostra as curvas obtidas nas direccedilotildees
de avanccedilo (longitudinal) e direccedilatildeo de corte (circunferencial) onde eacute possiacutevel observar o
comportamento trativo das tensotildees residuais Esses dados indicando que os fatores (teacutermico
deformaccedilatildeo plaacutestica e de transformaccedilatildeo fase) responsaacuteveis pela geraccedilatildeo das tensotildees
superficiais mudam de acordo com o campo da velocidade de corte empregado Neste caso
para velocidades menores o fator mais expressivo eacute a temperatura que gera tensotildees teacutermicas
de traccedilatildeo e para velocidades mais elevadas as tensotildees geradas pela transformaccedilatildeo de fase
eou de deformaccedilatildeo plaacutestica eram as que adquiriam maior importacircncia
20
Figura 10 Tensotildees residuais medidas na direccedilatildeo de longitudinal (a) e na direccedilatildeo
circunferencial (b) [33]
21
233 ndash Tensometria por difraccedilatildeo de Raios-X
Existem diversas teacutecnicas experimentais de se obter os valores de tensatildeo residual
Bordinassi et al (2006) [34] citam que atualmente os dois meacutetodos mais utilizados satildeo o do
furo cego e a tensometria por difraccedilatildeo de raios-X sendo este uacuteltimo o mais utilizado dentre os
dois Martins et al (2004) [35] afirmam tambeacutem que o meacutetodo por difraccedilatildeo de raios-X
apresenta os melhores resultados quando comparado com o meacutetodo micromagneacutetico e
meacutetodo do furo Todas essas teacutecnicas podem ser classificadas de acordo com o niacutevel de dano
introduzido no material em [36]
bull Destrutivas processos que para obtenccedilatildeo das informaccedilotildees de deformaccedilatildeo
necessaacuterias para a anaacutelise das tensotildees residuais comprometem ou
impossibilitam o uso da amostra analisada
bull Natildeo destrutivos natildeo precisam da remoccedilatildeo material e natildeo provocam qualquer
tipo de dano durante a mediccedilatildeo de tensotildees residuais
bull Parcialmente destrutivas alguns autores como Hilson et al (2009) [36]
defendem que existe uma terceira categoria que eacute caracterizada pelo dano na
peccedila poreacutem com possibilidade de utilizaccedilatildeo da amostra como ilustra a Figura
11
Figura 11 Classificaccedilatildeo dos processos de mediccedilatildeo de tensotildees residuais [37]
22
Aleacutem dos danos causados no material outros fatores devem ser levados em
consideraccedilatildeo ao escolher a teacutecnica adequada Satildeo eles [27]
bull Fatores relativos a praticidade custo e disponibilidade do equipamento
portabilidade velocidade de mediccedilatildeo existecircncia de procedimento padronizado e
niacutevel de habilidade requerida do operador
bull Fatores relativo ao material classe do material que pode ser analisado por uma
teacutecnica particular preparaccedilatildeo preacutevia da superfiacutecie e necessidade de propriedades
especiacuteficas
bull Fatores relativos a mediccedilatildeo resoluccedilatildeo penetraccedilatildeo tipo de tensatildeo detectada
gradiente de tensatildeo incerteza e aacuterea ou volume de anaacutelise
A maioria das teacutecnicas existentes satildeo capazes de medir tensotildees residuais do tipo I
Poreacutem somente algumas como difraccedilatildeo de raios-X possuem a resoluccedilatildeo necessaacuteria para
medir tensotildees residuais de tipo II E mesmo com bons niacuteveis de resoluccedilatildeo as incertezas das
mediccedilotildees podem ser elevadas chegando a 30 do valor medido [27] Um resumo desses
fatores estaacute descrito na Tabela 4
Tabela 4 Teacutecnicas e caracteriacutesticas para determinaccedilatildeo da tensatildeo residual [27 Modificado] [27]
Teacutecnica Velocidade Penetraccedilatildeo Aacuterea de anaacutelise
Resoluccedilatildeo Tipo de Tensatildeo
Furos Cego
Raacutepida Meacutedia
Igual ao tamanho do furo
1-2 mm diacircmetro
50 -100 microm I
Difraccedilatildeo de Raio-X
Raacutepida Meacutedia
Ateacute 1 mm 01 ndash 1 mmsup2 20 microm I e II
Ultrassom Raacutepida gt100 mm 1-400 mmsup2 1 mm I
Magneacutetica Raacutepida 20 a 300 microm gt2 mmsup2 5 mm I
A teacutecnica utilizada nos procedimentos experimentais deste trabalho foi a de difraccedilatildeo
de Raios X Atraveacutes desta teacutecnica a deformaccedilatildeo causada na superfiacutecie eacute obtida pela razatildeo da
variaccedilatildeo da distacircncia interplanar pela distacircncia livre de deformaccedilatildeo Como pode ser
observado na Figura 12 o paracircmetro chamado de distacircncia interplanar eacute representado pela
letra ldquodrdquo Esta distacircncia eacute entatildeo convertida em tensatildeo segundo equaccedilotildees derivadas da teoria
da elasticidade [38] ou seja a variaccedilatildeo da distacircncia entre planos cristalinos induzida pela
presenccedila de tensotildees eacute medida com base na lei de Bragg e as tensotildees satildeo calculadas
23
assumindo-se que a distorccedilatildeo ocorre no regime elaacutestico Desta forma somente a parte elaacutestica
do campo de deformaccedilotildees eacute medida uma vez que a deformaccedilatildeo plaacutestica natildeo afeta os
paracircmetros cristalinos Como dito anteriormente esta eacute uma teacutecnica natildeo destrutiva e como a
maioria das teacutecnicas natildeo destrutivas eacute limitada agraves camadas superficiais na ordem de 10 microm
[35]
Figura 12 Difraccedilatildeo de raios-X em cristais simples carregados e descarregados [39]
Bragg descreve a difraccedilatildeo de raios X no estado inicial natildeo deformado como uma
reflexatildeo segundo alguns planos cristalinos Estes planos possuem uma distacircncia ldquodrdquo chamada
de distacircncia interplanar Um feixe paralelo de raios-X de comprimento de onda λ que incide
na superfiacutecie deste material com um acircngulo de incidecircncia θ iraacute sofrer uma difraccedilatildeo sob o
mesmo acircngulo θ desde que a equaccedilatildeo de Bragg seja satisfeita (equaccedilatildeo 31)
119899 = 2119889 ∙ 119904119890119899120579 (31)
24
Entatildeo ao utilizar um feixe de raios-X monocromaacuteticos (λ = constante) o valor do
acircngulo θ referente a uma intensidade maacutexima de difraccedilatildeo depende somente da distacircncia
interplanar ldquodrdquo
A derivada da expressatildeo de Bragg indica que
∆119889
119889+
119888119900119904120579
119904119890119899120579∙ ∆120579 = 0 (32)
120576 = minus∆120579 ∙ cot 119892120579 (33)
∆120579 = 120579119888119900119898 119905119890119899119904atilde119900 minus 120579119904119890119898 119905119890119899119904atilde119900 (34)
Medindo ∆120579 pode-se calcular a deformaccedilatildeo e consequentemente a respectiva tensatildeo
residual Vaacuterios meacutetodos satildeo propostos para determinaccedilatildeo das deformaccedilotildees segundo a
difraccedilatildeo de raiosndashX [39] [40] Poreacutem no escopo deste trabalho seraacute tratado somente o meacutetodo
do sensup2 Segundo Bordinassi et al (2006) [34] este meacutetodo tem sua maior aplicabilidade
quando se busca maior exatidatildeo nas medidas cujas amostras possuem um certo grau de
textura Este meacutetodo nada mais eacute que a adequaccedilatildeo da Equaccedilatildeo 33 utilizando coordenadas
polares (Figura 13) ao estado real de tensotildees que resulta em
120576(120593) = cot 119892120579 ∙ (120579120593 minus 120579119900) (35)
Figura 13 Sistema de coordenadas polares [41 Modificado] [41]
Sabendo que
25
120576120593 = (1205901 ∙ 1198881199001199042120593 + 1205902 ∙ 1199041198901198992120593)1199041198901198992 minus 120583(1205901 + 1205902 + 1205903)
119864 (36)
Mantendo o acircngulo 120593 fixo e determinando a diferenccedila entre as deformaccedilotildees em duas
direccedilotildees distintas atraveacutes do acircngulo obtemos
120576(1205932) minus 120576(1205931) = cot 119892120579119900 ∙ (1205791205932minus 1205791205931
) (37)
Reescrevendo o primeiro termo da equaccedilatildeo 36 em funccedilatildeo da diferenccedila de deformaccedilatildeo
entre duas direccedilotildees diferentes temos
120576(1205932) minus 120576(1205931) =(1 + 120583) ∙ 120590120593 ∙ (11990411989011989922 minus 11990411989011989921)
119864 (38)
Substituindo o primeiro membro da Equaccedilatildeo 38 pelo segundo membro da equaccedilatildeo 37
obteacutem-se a equaccedilatildeo utilizada na mediccedilatildeo de tensotildees residuais
120590120593 =119864
(1 + 120583)∙ cot 119892120579119900 ∙
(1205791205932minus 1205791205931
)
(11990411989011989922 minus 11990411989011989921) (38)
O graacutefico da Figura 14 eacute obtido pela plotagem das variaccedilotildees dos acircngulos de difraccedilatildeo
2θ com as variaccedilotildees dos acircngulos de incidecircncia dos raios-X Podemos observar a partir da
equaccedilatildeo 38 que a tensatildeo residual eacute diretamente proporcional agrave derivada de 2θ em funccedilatildeo de
sensup2ψ
Figura 14 Estado de tensatildeo do material em funccedilatildeo do declive da curva 2θ x sensup2ψ [41]
26
Capiacutetulo 3
Materiais e Meacutetodos
A realizaccedilatildeo do procedimento experimental teve algumas fases dentre as quais pode-
se citar a preparaccedilatildeo das amostras torneamento em alta velocidade mediccedilatildeo das tensotildees
residuais superficiais por difraccedilatildeo de raios-x e anaacutelise dos resultados Os itens subsequentes
descrevem em detalhes todos os meacutetodos equipamentos e procedimentos utilizados neste
trabalho
31 ndash Material
O material utilizado na confecccedilatildeo das amostras foi o accedilo SAE 4140 cuja a dureza
medida foi de aproximadamente 15 HRc Este accedilo foi adquirido em barras de duas polegadas
de diacircmetro por 120 mm de comprimento e em cada barra foi confeccionado 4 amostras
conforme a Figura 15
Figura 15 Representaccedilatildeo esquemaacutetica das amostras
27
32 ndash Preparaccedilatildeo das amostras
A amostra foi usinada no torno mecacircnico convencional do Laboratoacuterio de Pesquisa em
Usinagem (LABUS) do Centro Federal de Ensino Tecnoloacutegico Celso Suckow da Fonseca
(CEFET ndash RJ Maracanatilde) conforme a Figura 16 Na operaccedilatildeo foi utilizado fluido de corte
para tentar amenizar a influecircncia desta usinagem no resultado final
Figura 16 Torno utilizado na preparaccedilatildeo da amostra
A partir dos resultados obtidos das tensotildees residuais apoacutes a usinagem no torno
convencional constatou-se que as medidas foram muito aleatoacuterias devido ao desgaste da
ferramenta utilizada e entatildeo optou-se por realizar um tratamento teacutermico de aliacutevio de tensotildees
(TTAT) para evitar que os resultados da usinagem principal fossem influenciados pela
operaccedilatildeo anterior As amostras foram aquecidas agrave uma taxa de aproximadamente 175 ordmC
min Apoacutes atingida e estabilizada a temperatura de 600degC a amostra permaneceu nesta
condiccedilatildeo por 2 horas sendo posteriormente resfriada no forno Os valores das tensotildees foram
medidos novamente apoacutes o tratamento
28
33 ndash Torneamento em Alta Velocidade
O torno utilizado nas operaccedilotildees em alta velocidade foi o centro de torneamento Romi
modelo Centur 30D conforme apresenta a Figura 17 capaz de operar em uma faixa em
velocidades entre 4 a 4000 rpm e com potecircncia de 10 CV
Figura 17 CNC Romi Centur 30D
De acordo com as caracteriacutesticas do torno foram escolhidos os paracircmetros mostrados
na Tabela 5 que podem se enquadrar no regime de torneamento em alta velocidade A
profundidade de corte (ap) tambeacutem foi modificada entre as condiccedilotildees [33] Entatildeo o
torneamento das amostras foi fundamentado em um experimento fatorial de quatro
combinaccedilotildees sendo duas repeticcedilotildees para cada combinaccedilatildeo Foi usado um avanccedilo (a)
constante para todas as condiccedilotildees de 02 mmrot A programaccedilatildeo utilizada pode ser
encontrada no Anexo A
Tabela 5 Tabela das Condiccedilotildees
Condiccedilatildeo A B Vc [mmin] ap [mm]
1 -1 -1 500 01
2 -1 1 500 02
3 1 -1 600 01
4 1 1 600 02
29
Onde
Fatores A Velocidade de Corte (Niacuteveis 119881minus1 = 500 119898119898119894119899 e 119881+1 = 600 119898119898119894119899)
B Profundidade de Corte (Niacuteveis 119865minus1 = 01 119898119898 ou 119865+1 = 02 119898119898)
Tratamentos
119881minus1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 02 mm
119881minus1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 02 mm
Unidade
Experimental Mega Pascal
As ferramentas utilizadas foram os insertos VBMT 160408-PM4325 da Sandvik com
geometria mostrada na Figura 18 Para cada condiccedilatildeo foi utilizado um soacute gume de corte para
garantir a uniformidade da aresta de corte e evitar que o desgaste da ferramenta influenciasse
nos resultados finais A Tabela 6 fornece as principais caracteriacutesticas do inserto
Figura 18 Insertos utilizados no torneamento
Tabela 6 Propriedades do inserto
Tamanho Efetivo da aresta de corte (LE) 15806 mm
Diacircmetro ciacuterculo inscrito (IC) 9525 mm
Raio da ponta (RE) 0794 mm
Espessura (S) 4763 mm
30
34 ndash Mediccedilatildeo das tensotildees residuais
As mediccedilotildees de tensotildees residuais foram realizadas no Laboratoacuterio de Anaacutelise de
Tensotildees (LAT) do Departamento de Engenharia Mecacircnica da Universidade Federal
Fluminense (UFF) A teacutecnica adotada foi a de tensometria por difraccedilatildeo de raios-X utilizando-
se o equipamento de anaacutelise de tensotildees da Stressrad (Figura 19)
Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra
As amostras foram medidas em duas direccedilotildees longitudinal (L) e circunferencial copy
conforme detalha a Figura 20 Os seguintes paracircmetros foram adotados
Radiaccedilatildeo Crκα (λ=22809Å) difratando o plano cristalograacutefico (211) da ferrita
Acircngulo de difraccedilatildeo de ferrita (2θ) 1562ordm
Acircngulos Ψ 0ordm 21ordm 30ordm 38ordm 45ordm
Tempo de exposiccedilatildeo ao Raio-X 45s para cada acircngulo Ψ
FONTE DE ALTA TENSAtildeO
AMOSTRA SOFTWARE
TUBO DE Crκα
GONIOcircMETRO
31
Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial
A rugosidade superficial das amostras foi medida com o rugosiacutemetro da Taylor
Hobson Precision Surtronic 25 (Figura 21) As mediccedilotildees foram feitas em pontos distintos da
amostra no sentido longitudinal procurando obter o resultado que melhor representasse a
rugosidade real das amostras Foram realizadas 7 medidas em cada amostra
O paracircmetro adotado foi a rugosidade meacutedia (Ra) na qual o comprimento de mediccedilatildeo
foi de L= 400 e o de amostragem igual a La = 08mm O raio da ponta do apalpador eacute de
5microm conferindo ao equipamento uma resoluccedilatildeo de 001microm com precisatildeo de 2 do valor
medido
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson
32
Capiacutetulo 4
Resultados e discussotildees
As anaacutelises inicias foram com base nos valores de tensatildeo residuais (TR) sendo as
medidas realizadas apoacutes a preparaccedilatildeo das amostras mas devido a heterogeneidade
apresentada pelas mesmas foi realizado um TTAT Apoacutes o tratamento teacutermico obteve-se uma
meacutedia de -144 MPa nas tensotildees residuais longitudinais (L) e de -142 MPa na direccedilatildeo
circunferencial (C) com erro de aproximadamente 15 MPa Apoacutes a usinagem principal as
tensotildees residuais foram medidas novamente e a Tabela 7 apresenta os valores obtidos em
todas as amostras
Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem
Condiccedilatildeo Amostra Tensatildeo Residual [MPa]
Longitudinal (L) Circunferencial (C)
1 2D -183 plusmn 20 435 plusmn 31
2C 67 plusmn 1 550 plusmn 16
2 2B -162 plusmn 33 498 plusmn 0
2A 179 plusmn 25 508 plusmn 101
3 1D -260 plusmn 75 291 plusmn 41
1C -90 plusmn 0 405 plusmn 33
4 1B 97 plusmn 23 369 plusmn 1
1A 125 plusmn 6 262 plusmn 8
A Figura 22 mostra os valores das tensotildees residual nas direccedilotildees circunferencial e longitudinal
respectivamente Com base nos graacuteficos nota-se que o comportamento das TR
circunferenciais eacute homogecircneo e coerente com a literatura [33] onde com valores maiores de
velocidade de corte tem-se uma diminuiccedilatildeo na magnitude das tensotildees trativas Entretanto na
longitudinal haacute muita heterogeneidade nos valores o que torna difiacutecil a anaacutelise dos resultados
nesta direccedilatildeo
33
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Longitudinal
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
1 2 3 4Condiccedilotildees
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Condiccedilotildees
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial
A Tabela 8 apresenta a meacutedia das tensotildees para cada condiccedilatildeo tanto na direccedilatildeo
longitudinal quanto na transversal a fim de analisar a influecircncia de cada paracircmetro nas
tensotildees residuais gerados no torneamento Conforme valores apresentados as tensotildees
superficiais circunferenciais encontram-se no estado de traccedilatildeo enquanto as tensotildees na direccedilatildeo
longitudinal apresentam um misto de compressatildeo e traccedilatildeo
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual
Condiccedilatildeo Tensotildees residuais (MPa)
C L
1 4925 plusmn 5 -58 plusmn 3
2 503 plusmn 7 85 plusmn 5
3 348 plusmn 6 -175 plusmn 6
4 3155 plusmn 2 111 plusmn 4
34
Avaliando o graacutefico da Figura 23 eacute possiacutevel observar uma clara reduccedilatildeo nos valores
das tensotildees quando passamos do regime de velocidade de 500mmin (condiccedilotildees 1 e 2) para o
de 600mmin (condiccedilotildees 3 e 4) Isto sugere que a tendecircncia da tensatildeo residual eacute reduzir seu
valor com o aumento da velocidade de corte conforme previsto na literatura [33] para
condiccedilotildees de transiccedilatildeo baixa-alta velocidade de corte Este comportamento sugere que a
condiccedilatildeo um e dois encontram-se no limiar do regime de altas velocidades
Com relaccedilatildeo ao efeito da profundidade nota-se que o comportamento das tensotildees
residuais eacute resultado da combinaccedilatildeo entre profundidade e velocidade Quando se tem
velocidades de corte maior o aumento da profundidade tende a diminuir os valores das
tensotildees ou seja aumenta o efeito da deformaccedilatildeo plaacutestica sobre o gradiente teacutermico o que natildeo
eacute evidente para velocidades menores
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Profundidade
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial
Na direccedilatildeo longitudinal (Figura 24) percebe-se uma amplificaccedilatildeo do efeito da
profundidade de corte na tensatildeo residual com o aumento da velocidade de corte Para as
amostras que foram submetidas agrave maior velocidade de corte ocorreu um aumento expressivo
da diferenccedila dos valores de tensotildees residuais encontrados em funccedilatildeo de uma mesma
profundidade de corte utilizada Contudo considerando o desvio padratildeo entre as medidas natildeo
35
se pode concluir qual a tendecircncia das TR na direccedilatildeo longitudinal com essa quantidade de
amostras pois haacute muita heterogeneidade nas medidas
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
LongitudinalT
ensatilde
o R
esid
ual (
MP
a)
Profundidade
Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal
Com relaccedilatildeo agrave rugosidade a literatura [10] descreve que com o aumento da velocidade
de corte ocorre uma diminuiccedilatildeo dos valores meacutedios de rugosidade enquanto que o aumento
da profundidade de corte acarreta em valores maiores de rugosidade apesar deste uacuteltimo natildeo
impactar tanto nos resultados Analisando os valores de rugosidade apresentados na Figura 25
em conjunto com a Figura 26 nota-se que os menores valores meacutedios de rugosidade foram
obtidos para os maiores valores de velocidade de corte (condiccedilotildees 3 e 4) Contudo tambeacutem
fica claro que existe uma inconsistecircncia dos valores apresentados na condiccedilatildeo dois O valor
esperado para esta condiccedilatildeo era seguir a tendecircncia das condiccedilotildees trecircs e quatro ou seja o valor
meacutedio de rugosidade da condiccedilatildeo dois deveria ser da mesma magnitude do valor da condiccedilatildeo
um poreacutem superior assim como o da condiccedilatildeo quatro eacute maior do que o da condiccedilatildeo trecircs
36
01 0223
24
25
26
27
28
29
30Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Profundidade
Vc = 500 [mmin] Vc = 600 [mmin]
Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade
1 2 3 423
24
25
26
27
28
29
30 Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Condiccedilatildeo
Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial
Analisando a Figura 27 eacute perceptiacutevel que o aumento da profundidade de corte
ocasionou resultados com tensotildees longitudinais de natureza trativa Isso pode ser relacionado
37
com um possiacutevel fator teacutermico imposto pela maior profundidade de corte sendo mais
evidente com maiores valores de velocidade de corte Entretanto quando se compara tensotildees
residuais com rugosidade novamente natildeo haacute como chegar a conclusotildees
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
1 2 3 4
Longitudinal
Condiccedilotildees
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
24
26
28
30
Rug
osid
ade
(μm
)
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
4
Capiacutetulo 2
Revisatildeo Bibliograacutefica 21 ndash Accedilo SAE 4140
O accedilo SAE 4140 tambeacutem conhecido como accedilo-cromo-molibdecircnio eacute classificado
como accedilo meacutedio carbono ligado para beneficiamento Este accedilo possui teores de carbono entre
03 e 05 em sua estrutura explicando a classificaccedilatildeo de ser considerado um accedilo de meacutedio
carbono Podem ser utilizados a temperaturas de ateacute 480degC reduzindo drasticamente sua
resistecircncia com valores de temperatura maiores Esse material eacute aplicado na fabricaccedilatildeo de
automoacuteveis aviotildees virabrequins bielas eixos engrenagens armas parafusos equipamentos
para petroacuteleo dentre outros devido as exigecircncias de elevada dureza resistecircncia e tenacidade
[3] As Tabela 1 e 2 apresentam as faixas de composiccedilatildeo quiacutemica e propriedades mecacircnicas
do SAE 4140 respectivamente
Tabela 1 Composiccedilatildeo quiacutemica accedilo SAE 4140 (em de peso) [4 Modificado][4]
SAE C Mn P S Si Cr Mo
4140 038 ndash 043 075 ndash 100 003 maacutex 004 maacutex 015 ndash 035 08 ndash 110 015 ndash 025
Tabela 2 Propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140 em temperatura ambiente [3
Modificado] [3]
Densidade (103119896119892 1198983) 77 ndash 803
Coeficiente de Poisson 027 ndash 03
Moacutedulo de Young (GPa) 655
Resistecircncia agrave tensatildeo (MPa) 4171
Alongamento () 257
Reduccedilatildeo de Aacuterea () 569
Dureza (HB) - Temperado a 815 degC 197
Resistecircncia a Impacto (J) - Temperado a 815 degC
545
Na Figura 1a podemos ver a microestrutura do material apoacutes a tempera e apoacutes a
tempera mais revenido Nota-se que a estrutura eacute predominantemente martensiacutetica apoacutes a
tecircmpera conferindo ao material grande resistecircncia e dureza poreacutem baixa tenacidade A
5
transformaccedilatildeo ocorre quando a taxa de resfriamento brusca eacute raacutepida o suficiente para prevenir
a difusatildeo do carbono pois qualquer difusatildeo que por ventura ocorra resultaraacute na formaccedilatildeo das
fases ferrita e cementita A austenita possui estrutura CFC que sofre uma transformaccedilatildeo
polimoacuterfica para martensita tetragonal de corpo centrado (TCC) sendo formada por uma
soluccedilatildeo soacutelida supersaturada de carbono no ferro [5]
Apoacutes o revenimento (Figura 1b) houve a dissoluccedilatildeo da estrutura martensiacutetica que
passou a ser uma estrutura de martensita revenida que confere ao material propriedades
equilibradas de resistecircncia tenacidade e dureza Os pontos escuros satildeo resultado de ataque
dos agentes quiacutemicos utilizados na metalografia Juntos os tratamentos teacutermicos de tecircmpera e
revenido constituem o chamado tratamento de beneficiamento [6]
Figura 1 Matriz martensiacutetica do SAE 4140 (a) Tratamento teacutermico de tecircmpera (antes do
revenido) (b) Tratamento teacutermico de tecircmpera (apoacutes o revenido) [6]
A taxa de resfriamento no processo de tecircmpera afeta de forma substancial o resultado
do tratamento sendo dependente do meio de resfriamento que entra em contato com a
amostra Diante disso se o resfriamento controla a taxa de nucleaccedilatildeo e a do crescimento em
transformaccedilotildees difusionais a temperatura de transformaccedilatildeo determinaraacute a microestrutura final do
produto transformado [6] Com relaccedilatildeo ao revenido o mesmo tem por objetivo corrigir a
excessiva dureza e fragilidade do material melhorando sua ductilidade e resistecircncia ao
choque aleacutem de corrigir aliviar as tensotildees residuais provenientes da tempera [7] Na Figura 2
pode-se ver como a dureza e tenacidade satildeo afetadas pela temperatura de revenimento para o
accedilo 4140
6
Figura 2 Curva de dureza em funccedilatildeo da temperatura de revenido do accedilo 4140 (esquerda)
Tenacidade em funccedilatildeo da temperatura de revenimento para o accedilo 4140 revenido por uma hora
(direita) [8]
22 ndash Torneamento
O ato de trabalhar uma peccedila bruta com maacutequinas-ferramenta para conferir-lhe a forma
final desejada em especiacutefico envolvendo a retirada de material se chama usinagem Dentro
deste escopo existem diferentes processos como fresamento retificaccedilatildeo furaccedilatildeo
mandrilamento brochamento roscamento torneamento entre outros [9]
As peccedilas metaacutelicas fabricadas pelos processos metaluacutergicos convencionais - como
fundiccedilatildeo forjamento e etc ndash geralmente apresentam superfiacutecies grosseiras e que em alguns
casos exigem um determinado acabamento Por outro lado os processos citados nem sempre
permitem obter certas peculiaridades como saliecircncias ou reentracircncias furos rosqueados e
furos passantes por exemplo Assim a usinagem se torna necessaacuteria principalmente onde
essas geometrias natildeo conseguem ser alcanccediladas por outros tipos de processos de fabricaccedilatildeo
Dentre os processos de usinagem o torneamento eacute o processo de fabricaccedilatildeo mecacircnica
responsaacutevel em geral pela fabricaccedilatildeo de peccedilas de revoluccedilatildeo [10]
7
O torneamento eacute a operaccedilatildeo por intermeacutedio da qual um soacutelido indefinido eacute feito girar
ao redor do eixo da maacutequina operatriz denominada torno ao mesmo tempo que a ferramenta
de corte lhe retira material perifericamente de modo a transformaacute-lo numa peccedila bem definida
tanto em relaccedilatildeo agrave forma quanto as dimensotildees Como todos os trabalhos executados com
maacutequinas-ferramenta o torneamento ocorre mediante a retirada progressiva de material
(cavaco) da peccedila trabalhada por uma ferramenta de corte que deve ter uma dureza superior agrave
do material a ser cortado e possuir um soacute gume cortante [10]
As operaccedilotildees de usinagem podem ser divididas em desbaste e acabamento No
desbaste natildeo existe preocupaccedilatildeo com a qualidade da superfiacutecie uma vez que a prioridade eacute a
retirada de grande volume de material Jaacute no acabamento a prioridade estaacute em obter uma boa
rugosidade superficial e uma boa aparecircncia da superfiacutecie ou entatildeo o que estiver especificado
em projeto [9]
No torneamento a ferramenta penetra na peccedila cujo movimento rotativo ao redor de
seu eixo permite o corte contiacutenuo e regular do material A forccedila necessaacuteria para retirar o
cavaco eacute feita sobre a peccedila enquanto a ferramenta firmemente presa ao porta-ferramenta
contrabalanccedila a reaccedilatildeo dessa forccedila Para realizar o torneamento satildeo necessaacuterios trecircs
movimentos relativos entra a peccedila e a ferramenta (Figura 3)
bull Movimento de corte eacute o movimento principal que permite cortar o material O
movimento eacute rotativo e realizado pela peccedila
bull Movimento de avanccedilo eacute o movimento que desloca a ferramenta
longitudinalmente agrave peccedila
bull Movimento de penetraccedilatildeo eacute o movimento que determina a profundidade de
corte ao deslocar a ferramenta radialmente contra a peccedila e assim regular a
profundidade de corte do passe e a espessura do cavaco
Figura 3 Representaccedilatildeo esquemaacutetica de torneamento [11 Modificado] [11]
MOVIMENTO DE
PENETRACcedilAtildeO
MOVIMENTO
DE AVANCcedilO
MOVIMENTO DE
CORTE
8
Assim como nos outros processos de usinagem o que define como a operaccedilatildeo de
torneamento a ser realizada satildeo os paracircmetros da usinagem Esses paracircmetros precisam ser
bem estudados e definidos para o torneamento produzir peccedilas em conformidade com o projeto
e ao mesmo tempo preservar ao maacuteximo a ferramenta de corte Para o torneamento pode-se
definir como principais paracircmetros de corte [12]
bull Velocidade de Corte (Vc) velocidade perifeacuterica da ponta da ferramenta na peccedila
conforme mostrado na Equaccedilatildeo 21
119881119888 =
120587 lowast 119889 lowast 119899
1000(
119898
119898119894119899)
(21)
d = diacircmetro em mm
n = rotaccedilatildeo em rpm
bull Avanccedilo (a) Deslocamento que a ferramenta faz em uma volta da peccedila O avanccedilo
eacute dado por mmrot
bull Velocidade de avanccedilo (Va) Medida do deslocamento que a ferramenta faz por
unidade de tempo conforme mostrado na Equaccedilatildeo 22
119881119886 = 119886 lowast 119899 (119898119898
119898119894119899)
(22)
bull Profundidade de corte (p) Medida linear da penetraccedilatildeo que a ferramenta faz na
peccedila em cada passe conforme mostrado na Equaccedilatildeo 23
119901 =
119863 minus 119889
2(119898119898)
(23)
D = diacircmetro inicial em mm (antes do passe)
d = diacircmetro final em mm (apoacutes o passe)
A busca por aumento de produtividade nos processos de usinagem vem de longa data
Taylor procurava melhorar o material usado para confeccionar as ferramentas de corte e seus
estudos renderam o desenvolvimento dos accedilos raacutepidos para ferramentas de corte Com a
criaccedilatildeo deste material se tornou possiacutevel elevar a velocidade da usinagem sem trazer grandes
prejuiacutezos agraves ferramentas e assim aumentar a produtividade do processo [13]
9
Com o decorrer dos anos diversas outras contribuiccedilotildees surgiram para poder fazer a
usinagem com velocidades de corte cada vez mais elevadas Essas contribuiccedilotildees foram em
diferentes aacutereas como os materiais para as ferramentas e na elaboraccedilatildeo de maacutequinas-
ferramentas que fossem capazes de suportar tamanhas velocidades e consequentemente as
solicitaccedilotildees que esse tipo de usinagem impotildee na maacutequina [13]
A usinagem em alta velocidade de corte ou HSM (High Speed Machining) ou HSC
(High Speed Cutting) eacute reconhecida como uma importante tecnologia de usinagem em
desenvolvimento e implantaccedilatildeo Esse modo de operaccedilatildeo tem como principal vantagem a
possibilidade de executar usinagem com velocidades de corte cinco a dez vezes maiores do
que as normalmente utilizadas e com avanccedilo e profundidade de corte menores do que os
adotados na usinagem convencional Embora possa ser utilizada em operaccedilotildees de desbaste a
sua aplicaccedilatildeo eacute sobretudo indicada para semi-acabamento e acabamento [14]
A definiccedilatildeo de ldquoalta velocidade de corterdquo eacute relativa pois essa definiccedilatildeo diz respeito ao
material a ser usinado da ferramenta de corte e do processo de usinagem Isto significa dizer
que dependendo da configuraccedilatildeo da operaccedilatildeo ela pode ser considerada em alta velocidade
para um material e baixa para outro por exemplo com uma ferramenta de accedilo raacutepido para
usinagem de um material de baixa resistecircncia os valores dos paracircmetros podem ser
aumentados jaacute para a usinagem de materiais de elevadas resistecircncias esses mesmos
paracircmetros satildeo reduzidos para preservar a peccedila e a ferramenta de corte [13] Por mais incerto
que ainda seja definir quais paracircmetros satildeo considerados alta velocidade Muumlller e Soto 1999
[15] estipularam faixas de velocidades de corte e sua caracterizaccedilatildeo conforme a Figura 4
Figura 4 Faixa de velocidade de corte para diversas operaccedilotildees de usinagem [15
Modificado][15]
10
A seleccedilatildeo cuidadosa dos paracircmetros de corte corretos de usinagem tem forte influecircncia
na obtenccedilatildeo de uma boa integridade superficial Este termo foi primeiramente discutido por
Field e Kahles et al (1964) [16] para eles a Integridade Superficial eacute um meio de definir os
aspectos superficiais em termos da performance de um componente em serviccedilo
Adicionalmente segundo Griffths et al (1989) [17] tambeacutem tem valor topoloacutegico mecacircnico
quiacutemico e metaluacutergico como rugosidade variaccedilotildees de dureza mudanccedilas microestruturais e
tensotildees residuais
Para os processos de usinagem a rugosidade tem grande importacircncias pois a mesma eacute
fundamental para o controle da qualidade das peccedilas produzidas A rugosidade pode ser
definhada como a topografia em escala microscoacutepica apoacutes um processo de retirada de material
como a usinagem Os fatores que contribuem com a rugosidade normalmente estatildeo mais
relacionados com os paracircmetros de processo do que com o maquinaacuterio Alguns exemplos satildeo
marcas deixadas pela ferramenta devido a fragmentos ou ao gume de corte geraccedilatildeo de
rebarba do material durante o corte forma geomeacutetrica da ferramenta quebra de cavaco entre
outros [9]
Dentre os paracircmetros utilizados na avaliaccedilatildeo da rugosidade o mais comumente
empregado eacute o da rugosidade meacutedia (Ra) [18] Tal paracircmetro eacute obtido atraveacutes da meacutedia
aritmeacutetica do perfil da superfiacutecie em relaccedilatildeo a uma linha meacutedia definida atraveacutes de um
comprimento de amostra [19] [20] Segundo Machado et al (2009) [9] outro paracircmetro
largamente utilizado eacute o da rugosidade Total (Rt) que consiste na distacircncia total entre o maior
pico e o vale mais profundo A Figura 5 mostra a representaccedilatildeo graacutefica de ambos os
paracircmetros Ra e Rt
Figura 5 Rugosidades Ra e Rt [21]
11
Segundo Griffths et al (2001) [12] o torneamento produz efeitos termomecacircnicos
que estatildeo diretamente relacionados agrave integridade superficial da peccedila usinada O efeito
mecacircnico adveacutem principalmente das tensotildees de cisalhamentos desenvolvidas no processo
sendo estas distribuiacutedas em trecircs zonas A chamada zona primaacuteria ocorre na peccedila a medida que
o material eacute removido e convertido em cavaco a secundaacuteria fica localizada na parte inferior
do cavaco a medida que este eacute forccedilado contra a ferramenta e a terciaacuteria ocorre na parte
inferior da ferramenta agrave medida que esta eacute arrastada sobre o material receacutem cortado As
tensotildees primaacuterias e terciaacuterias afetam a superfiacutecie da peccedila cortada jaacute a secundaacuteria natildeo como
mostra a Figura 6 [12]
Adicionalmente pode-se relacionar essas zonas com os raios da ponta das ferramentas
e seu desgaste na integridade superficial da peccedila Em uma ferramenta afiada a ponta da
ferramenta tem um raio de tiacutepico de 8 microm Com o uso da ferramenta e sua degradaccedilatildeo o raio
da ponta aumenta levando a uma planificaccedilatildeo da face da ferramenta em contato com a peccedila e
aumentado os valores do acircngulo de inclinaccedilatildeo Com este aumento o material que se encontra
na ponta da ferramenta eacute forccedilado para frente e comprimido contra a superfiacutecie do material
Quando o acircngulo de inclinaccedilatildeo chega a um valor criacutetico segundo Griffths et al (2001) [12]
maior que -75deg a ferramenta deixa de cortar e passa a criar protuberacircncias no material
degradando a integridade superficial do mesmo
Figura 6 Zonas de esforccedilo cisalhante na ferramenta durante o torneamento [12 Modificado]
[12]
Ainda com relaccedilatildeo ao raio da ponta da ferramenta e seu desgaste sabe-se que
ferramentas afiadas geram temperaturas comparativamente menores que uma natildeo afiada
Segundo Griffths et al (2001) [12] uma ferramenta gasta pode gerar temperaturas proacuteximas a
700degC dependendo dos paracircmetros de corte aplicados Considerando que a temperatura de
12
transformaccedilatildeo microestrutural de algumas fases presentes em peccedilas de accedilo estaacute em torno de
723degC pode-se concluir que a usinagem nessas condiccedilotildees pode resultar em transformaccedilatildeo de
fase
Todos estes fatores contribuem para a geraccedilatildeo de tensotildees residuais associadas a um
material torneado Entatildeo pode-se concluir que estas tensotildees podem apresentar diferentes
perfis dependendo de quatildeo gasta a ferramenta estaacute da presenccedila de lubrificaccedilatildeo e das
condiccedilotildees de operaccedilatildeo aleacutem de estarem diretamente relacionadas aos paracircmetros de corte
Normalmente o consenso eacute de que se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser
compressivas enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [12]
221 ndash Torneamento do accedilo 4140
Na literatura satildeo encontrados vaacuterios trabalhos que tecircm como objetivo estudar a
influecircncia dos paracircmetros de corte no desgaste das ferramentas de corte e principalmente na
integridade superficial das peccedilas produzidas Em particular os accedilos 4140 tecircm sido
amplamente estudados neste acircmbito tendo em vista sua aplicaccedilatildeo na induacutestria
Ersan Aslan et al (2007) [22] estudaram os efeitos dos paracircmetros de corte do accedilo
AISI 4140 endurecido (63 HRc) com ferramenta de ceracircmica misturada com Al2O3 + TiCN
no torneamento a seco Neste trabalho concluiu que a velocidade de corte foi o uacutenico fator
estatisticamente significante no desgaste da ferramenta e embora natildeo estatisticamente
significante a profundidade de corte teve uma influecircncia fiacutesica na variaccedilatildeo dos resultados
Apesar de inesperado observaram que velocidades elevadas diminuiacuteam o desgaste da
ferramenta e dessa forma concluiu-se que para minimizar o desgaste da ferramenta
velocidades de corte maiores 250 mmin e niacuteveis reduzidos de profundidade de corte 025
ou 050 mm devem ter preferecircncia Tambeacutem foi relatado que soacute duas interaccedilotildees velocidade
de corte e avanccedilo e avanccedilo e profundidade de corte possuiacuteram significacircncia estatiacutestica na
rugosidade superficial Na anaacutelise dos resultados chegou-se ao consenso de que uma
velocidade de corte elevada 250 mmin uma profundidade de corte miacutenima 025 mm e um
avanccedilo intermediaacuterio 010 mmrev minimizava os valores da rugosidade superficial
Sudhansu et al (2015) [23] pesquisaram a rugosidade superficial e o desgaste da
aresta de corte no torneamento severo do AISI 4140 com dureza de 52 HRc com pastilhas de
ceracircmica misturada com Al2O3 + TiCN e revestidas com PVD-TiN Na pesquisa os
paracircmetros usados foram combinaccedilotildees de velocidades de corte de 100 170 e 240 mmin
13
avanccedilos de 005 010 e 015 mmrev e profundidades de corte de 01 02 e 03 mm Apoacutes a
conclusatildeo dos experimentos conseguiram obter uma superfiacutecie com oacutetimo acabamento com o
torneamento severo tendo como conclusatildeo que a rugosidade superficial era afetada
principalmente pelo avanccedilo e que a profundidade de corte teve impacto despreziacutevel a
velocidade de corte teve um efeito negativo para a rugosidade e que quatildeo maior era a
velocidade de corte empregada (acima de 170 mmin) pior era a rugosidade superficial
Assim como Ersan et al (2007) [22] os autores reafirmaram que a velocidade de corte eacute o
fator preponderante sobre o desgaste da aresta da ferramenta de corte e os efeitos da interaccedilatildeo
avanccedilo-profundidade de corte satildeo notavelmente mais significantes em comparaccedilatildeo com o
avanccedilo somente Ressalta-se tambeacutem que embora a influecircncia da profundidade de corte natildeo
ter sido observada como significante estatisticamente o desgaste da aresta eacute uma funccedilatildeo
crescente da profundidade de corte A rugosidade do accedilo AISI 4140 foi uma funccedilatildeo do perfil
da aresta da pastilha ceracircmica revestida com TiN Quando a velocidade de corte era
aumentada o perfil da aresta da ferramenta crescia e isso causou deterioraccedilatildeo da superfiacutecie
trabalhada Apesar do crescimento do perfil da aresta ter chegado ao limite permissiacutevel de 03
mm a rugosidade Ra natildeo excedeu 16 microm
Alajmi et al (2015) [24] fizeram um monitoramento termograacutefico da aresta de corte
de ferramentas revestidas e natildeo revestidas na busca de aprender sobre os paracircmetros de corte
e suas influecircncias nas ferramentas e no aporte teacutermico nas ferramentas Nesse monitoramento
usou-se os paracircmetros de velocidade de corte de 75 e 115 mmin avanccedilo de 018 e 032
mmrev profundidade de corte de 15mm e com velocidades de cortes de 115 e 75 mmin em
diferentes accedilos sendo um deles o 4140 Com base nos ensaios realizados os autores
observaram que a velocidade de corte natildeo teve efeito significante nas temperaturas
observadas diferente do avanccedilo que com a sua reduccedilatildeo resultava em maiores valores de
temperatura Com a deformaccedilatildeo da aresta de corte uma elevaccedilatildeo da temperatura foi
observada provavelmente pela maior aacuterea de contato causada por essa deformaccedilatildeo e a
temperatura produzida pelas ferramentas eram menores quando as ferramentas possuiacuteam
revestimento Observou-se tambeacutem a importacircncia do uso de revestimento nas ferramentas e
sua influecircncia nas temperaturas obtidas conforme apresenta a Tabela 3 e as Figuras 6 e 7
14
Tabela 3 Testes e paracircmetros de ferramentas revestidas e sem revestimento [24 Modificado] [24]
Teste (nuacutemero)
Paracircmetros de corte Velocidade (V)
mmin Avanccedilo (f)
mmrev Profundidade de corte
(d) mm Diacircmetro
(mm) N
(rpm) T1 115 032 15 100 360 T2 115 018 15 100 360 T3 75 032 15 100 250 T4 75 018 15 100 250
Figura 7 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
15
Figura 8 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
Akbar et al (2008) [25] fizeram uma anaacutelise experimental da particcedilatildeo teacutermica no
torneamento a seco do accedilo AISI 4140 aplicando diferentes velocidades de corte incluindo
velocidades convencionais e altas velocidades de torneamento (100 197 314 395 565 628
785 e 880 mmin) O avanccedilo e a profundidade de corte foram mantidos constantes (01
mmrev e 25mm respectivamente) e o comprimento cortado foi limitado a 5mm para
minimizar a variaccedilatildeo que o desgaste da ferramenta poderia trazer Foram usadas duas
ferramentas uma de metal duro sem revestimento e outra com revestimento de TiN
Observou-se uma variaccedilatildeo no comportamento das forccedilas de corte com o aumento da
velocidade corte Variando a velocidade de corte de 100 ateacute 395 mmin a forccedila de corte
diminuiacutea Entretanto na faixa de 395 e 565 mmin essa forccedila cresce junto com a elevaccedilatildeo da
velocidade Em seguida a forccedila torna a diminuir na regiatildeo de altas velocidades acima de 565
mmin
Neste mesmo trabalho revelou-se que para as ferramentas revestidas com TiN as
forccedilas de corte diminuiacuteram gradativamente quando a velocidade aumentava (de 100 ateacute 880
mmin) A medidas experimentais de forccedila de corte e de avanccedilo foram maiores para as
ferramentas natildeo-revestidas em todas as velocidades estudadas Relata-se que este fenocircmeno
pode ser decorrente da reduccedilatildeo da fricccedilatildeo e da adesatildeo com a peccedila que o revestimento de TiN
proporciona A forccedila de avanccedilo tambeacutem reduziu gradualmente com o aumento da velocidade
de corte em todos os testes tanto para as ferramentas com revestimento ou sem
16
23 ndash Tensotildees Residuais
Matsumoto et al (1986) [26] definiram tensatildeo residual como a tensatildeo que permanece
no componente apoacutes a solicitaccedilatildeo termomecacircnica agrave qual foi submetido Sua presenccedila pode ser
uacutetil ou deleteacuteria dependendo da sua natureza trativa ou compressiva e magnitude alta ou
baixa A classificaccedilatildeo atual dos tipos de tensotildees residuais eacute definida quanto a sua abrangecircncia
podendo ser classificadas como Tensotildees Macroscoacutepicas tambeacutem referenciada como Tipo I
Tensotildees Microscoacutepicas chamadas de Tipo II e Tensotildees submicroscoacutepicas ou Tipo III [27]
bull Tensotildees residuais do tipo I Satildeo tensotildees a niacuteveis macroscoacutepicos em uma escala
maior que o tamanho de gratildeo do material
bull Tensotildees residuais do tipo II Satildeo tensotildees microscoacutepicas que variam dentro da
escala de um gratildeo individual Tais tensotildees satildeo esperadas natildeo somente em
materiais com muacuteltiplas microestruturas mas inclusive em materiais que
possuem uma microestrutura uacutenica devido a anisotropia e o comportamento de
cada gratildeo
bull Tensotildees residuais do tipo III Tambeacutem satildeo tensotildees microscoacutepicas poreacutem esta
existe dentro do gratildeo Por isso muitas vezes satildeo chamadas de submicroscoacutepicas
Satildeo essencialmente resultado da presenccedila de descontinuidades e outros defeitos
da estrutura cristalina do material Normalmente vem acompanhada da Tensatildeo
de Tipo II
Na Figura 9 eacute apresentado um diagrama esquemaacutetico que mostra os 3 tipos de tensatildeo
residual (120590119868 120590119868119868 119890 120590119868119868119868) [27]
17
Figura 9 Desenho esquemaacutetico dos tipos de tensatildeo residual [27]
A anaacutelise das tensotildees residuais presentes nos componentes mecacircnicos bem como a
compreensatildeo do comportamento das propriedades mecacircnicas dos materiais quando sujeitos a
campos de tensotildees originados nos processos usinagem eacute de grande importacircncia para diversas
aacutereas Estaacute bem estabelecido que a presenccedila de tensotildees residuais compressivas na superfiacutecie
do material aumenta a sobrevida em fadiga pois a compressatildeo dificulta a nucleaccedilatildeo eou a
propagaccedilatildeo de trincas [28] Em contrapartida tensotildees trativas podem se somar agraves tensotildees de
trabalho mesmo no regime elaacutestico podendo levar a ruptura prematura do componente [29]
231 ndash Tensotildees Residuais em usinagem
As tensotildees residuais satildeo desenvolvidas em qualquer processo termomecacircnico sendo
essas tensotildees classificadas de acordo com sua origem em Teacutermica Quiacutemica e Mecacircnica
Entre as trecircs origens as tensotildees de origem teacutermica em um niacutevel macroscoacutepico satildeo
decorrentes de um aquecimento e resfriamento natildeo uniforme advindas de processos como a
usinagem e tratamentos teacutermicos Adicionalmente restriccedilotildees impostas por peccedilas de grande
volume podem levar ao desenvolvimento de tensotildees elevadas magnitudes devido ao
gradiente teacutermico entre a superfiacutecie e o nuacutecleo da peccedila Um exemplo eacute o processo de tempera
de um accedilo que leva a tensotildees compressivas na superfiacutecie balanceadas com tensotildees trativas no
centro do componente [27]
Tensotildees de origem quiacutemica se desenvolvem devido a mudanccedilas de volume associadas
com reaccedilotildees quiacutemicas precipitaccedilatildeo e transformaccedilatildeo de fase Tratamento quiacutemicos
18
superficiais e revestimento de materiais levam a um gradiente de tensatildeo residual de elevada
magnitude nas camadas superficiais [27] Como exemplo cita-se a nitretaccedilatildeo que tende a gerar
tensotildees compressivas na regiatildeo de difusatildeo por causa da expansatildeo estrutural e precipitaccedilatildeo de
nitretos [30]
O escoamento plaacutestico natildeo homogecircneo tambeacutem resulta em campos de tensatildeo residual
neste caso de origem mecacircnica Essas tensotildees podem se desenvolver de forma natural durante
o processo de fabricaccedilatildeo ou tratamento teacutermico dos materiais podendo ser tambeacutem
introduzidas de forma deliberada para o desenvolvimento de um perfil especiacutefico de tensatildeo
[27] Seja qual for o processo de usinagem de materiais metaacutelicos iraacute causar tensotildees residuais
que podem alcanccedilar valores proacuteximos ao limite de escoamento do material e influenciar na
vida em serviccedilo de componentes mecacircnicos Portanto definir o processo adequado para cada
aplicaccedilatildeo requer a previsatildeo de quatildeo elevada seraacute a tensatildeo residual gerada em funccedilatildeo dos
paracircmetros envolvidos no do processo utilizado [31]
Pesquisadores concordam que as tensotildees residuais de um componente satildeo um
conjunto das trecircs fontes de tensatildeo residual Muito dificilmente um componente soacute teraacute sido
submetido agrave processos que soacute resultem de uma soacute fonte de tensatildeo residual Especificamente
na usinagem os paracircmetros de corte utilizados na usinagem como velocidade de corte
velocidade de avanccedilo profundidade de corte aleacutem do estado da ferramenta e tipo de
lubrificaccedilatildeo empregadas podem levar a uma variaccedilatildeo significativa da taxa de produccedilatildeo e
tambeacutem nas tensotildees residuais presentes no componente usinado [32] Em geral o consenso eacute
de que na usinagem se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser compressivas
enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [14] Contudo Matsumoto et
al (1986) [26] afirmam que em funccedilatildeo da dureza do material a usinagem pode promover
tensotildees residuais de compressatildeo ou de traccedilatildeo Por exemplo para os accedilos de baixa dureza a
tensatildeo residual eacute trativa e para os accedilos com elevada dureza a tensatildeo residual eacute compressiva
232 ndash Tensotildees Residuais em torneamento
O estudo sobre tensotildees residuais em usinagem em particular no torneamento
aumentou nos uacuteltimos anos A necessidade de ganhar produtividade leva os setores de
usinagem a empregar paracircmetros de corte cada vez mais severos o que tende a mudar
19
significativamente o estado das tensotildees residuais principalmente as superficiais nos
componentes usinados
Capello et al (2004) [32] fizeram um estudo comparando a influecircncia dos paracircmetros
de corte no torneamento de diferentes materiais nas tensotildees residuais obtidas Nesse trabalho
foi utilizada uma velocidade de corte fixa e quatro paracircmetros distintos profundidade de
corte avanccedilo raio da ponta da ferramenta e acircngulo de entrada para 3 accedilos diferentes Um accedilo
com propriedades mecacircnicas elevadas (39NiCrMo3) o segundo com propriedades
intermediaacuterias (C45 steel) e o terceiro com propriedades baixas (Fe370) Pelos resultados
obtidos foi verificado que os paracircmetros que se expressavam mais nas tensotildees residuais
foram o avanccedilo colocado na maacutequina e o raio da ferramenta Com a elevaccedilatildeo do valor do
avanccedilo e com o aumento do raio da ferramenta as tensotildees geradas resultantes se
pronunciavam com caraacuteter trativo
Garcia et al (2012) [33] realizaram um estudo sobre o efeito dos paracircmetros de corte
na geraccedilatildeo das tensotildees residuais superficiais no torneamento de um accedilo AISI 4340 Como
principais conclusotildees esse trabalho mostrou que com o aumento da velocidade de corte as
tensotildees residuais tendiam a serem menos trativas Contudo as tensotildees residuais tendem a ser
mais trativas com o aumento do avanccedilo possivelmente em virtude do aumento da temperatura
de corte e a rugosidade superficial tambeacutem se elevava Logo a integridade superficial
piorava com o aumento do avanccedilo de corte A Figura 10 mostra as curvas obtidas nas direccedilotildees
de avanccedilo (longitudinal) e direccedilatildeo de corte (circunferencial) onde eacute possiacutevel observar o
comportamento trativo das tensotildees residuais Esses dados indicando que os fatores (teacutermico
deformaccedilatildeo plaacutestica e de transformaccedilatildeo fase) responsaacuteveis pela geraccedilatildeo das tensotildees
superficiais mudam de acordo com o campo da velocidade de corte empregado Neste caso
para velocidades menores o fator mais expressivo eacute a temperatura que gera tensotildees teacutermicas
de traccedilatildeo e para velocidades mais elevadas as tensotildees geradas pela transformaccedilatildeo de fase
eou de deformaccedilatildeo plaacutestica eram as que adquiriam maior importacircncia
20
Figura 10 Tensotildees residuais medidas na direccedilatildeo de longitudinal (a) e na direccedilatildeo
circunferencial (b) [33]
21
233 ndash Tensometria por difraccedilatildeo de Raios-X
Existem diversas teacutecnicas experimentais de se obter os valores de tensatildeo residual
Bordinassi et al (2006) [34] citam que atualmente os dois meacutetodos mais utilizados satildeo o do
furo cego e a tensometria por difraccedilatildeo de raios-X sendo este uacuteltimo o mais utilizado dentre os
dois Martins et al (2004) [35] afirmam tambeacutem que o meacutetodo por difraccedilatildeo de raios-X
apresenta os melhores resultados quando comparado com o meacutetodo micromagneacutetico e
meacutetodo do furo Todas essas teacutecnicas podem ser classificadas de acordo com o niacutevel de dano
introduzido no material em [36]
bull Destrutivas processos que para obtenccedilatildeo das informaccedilotildees de deformaccedilatildeo
necessaacuterias para a anaacutelise das tensotildees residuais comprometem ou
impossibilitam o uso da amostra analisada
bull Natildeo destrutivos natildeo precisam da remoccedilatildeo material e natildeo provocam qualquer
tipo de dano durante a mediccedilatildeo de tensotildees residuais
bull Parcialmente destrutivas alguns autores como Hilson et al (2009) [36]
defendem que existe uma terceira categoria que eacute caracterizada pelo dano na
peccedila poreacutem com possibilidade de utilizaccedilatildeo da amostra como ilustra a Figura
11
Figura 11 Classificaccedilatildeo dos processos de mediccedilatildeo de tensotildees residuais [37]
22
Aleacutem dos danos causados no material outros fatores devem ser levados em
consideraccedilatildeo ao escolher a teacutecnica adequada Satildeo eles [27]
bull Fatores relativos a praticidade custo e disponibilidade do equipamento
portabilidade velocidade de mediccedilatildeo existecircncia de procedimento padronizado e
niacutevel de habilidade requerida do operador
bull Fatores relativo ao material classe do material que pode ser analisado por uma
teacutecnica particular preparaccedilatildeo preacutevia da superfiacutecie e necessidade de propriedades
especiacuteficas
bull Fatores relativos a mediccedilatildeo resoluccedilatildeo penetraccedilatildeo tipo de tensatildeo detectada
gradiente de tensatildeo incerteza e aacuterea ou volume de anaacutelise
A maioria das teacutecnicas existentes satildeo capazes de medir tensotildees residuais do tipo I
Poreacutem somente algumas como difraccedilatildeo de raios-X possuem a resoluccedilatildeo necessaacuteria para
medir tensotildees residuais de tipo II E mesmo com bons niacuteveis de resoluccedilatildeo as incertezas das
mediccedilotildees podem ser elevadas chegando a 30 do valor medido [27] Um resumo desses
fatores estaacute descrito na Tabela 4
Tabela 4 Teacutecnicas e caracteriacutesticas para determinaccedilatildeo da tensatildeo residual [27 Modificado] [27]
Teacutecnica Velocidade Penetraccedilatildeo Aacuterea de anaacutelise
Resoluccedilatildeo Tipo de Tensatildeo
Furos Cego
Raacutepida Meacutedia
Igual ao tamanho do furo
1-2 mm diacircmetro
50 -100 microm I
Difraccedilatildeo de Raio-X
Raacutepida Meacutedia
Ateacute 1 mm 01 ndash 1 mmsup2 20 microm I e II
Ultrassom Raacutepida gt100 mm 1-400 mmsup2 1 mm I
Magneacutetica Raacutepida 20 a 300 microm gt2 mmsup2 5 mm I
A teacutecnica utilizada nos procedimentos experimentais deste trabalho foi a de difraccedilatildeo
de Raios X Atraveacutes desta teacutecnica a deformaccedilatildeo causada na superfiacutecie eacute obtida pela razatildeo da
variaccedilatildeo da distacircncia interplanar pela distacircncia livre de deformaccedilatildeo Como pode ser
observado na Figura 12 o paracircmetro chamado de distacircncia interplanar eacute representado pela
letra ldquodrdquo Esta distacircncia eacute entatildeo convertida em tensatildeo segundo equaccedilotildees derivadas da teoria
da elasticidade [38] ou seja a variaccedilatildeo da distacircncia entre planos cristalinos induzida pela
presenccedila de tensotildees eacute medida com base na lei de Bragg e as tensotildees satildeo calculadas
23
assumindo-se que a distorccedilatildeo ocorre no regime elaacutestico Desta forma somente a parte elaacutestica
do campo de deformaccedilotildees eacute medida uma vez que a deformaccedilatildeo plaacutestica natildeo afeta os
paracircmetros cristalinos Como dito anteriormente esta eacute uma teacutecnica natildeo destrutiva e como a
maioria das teacutecnicas natildeo destrutivas eacute limitada agraves camadas superficiais na ordem de 10 microm
[35]
Figura 12 Difraccedilatildeo de raios-X em cristais simples carregados e descarregados [39]
Bragg descreve a difraccedilatildeo de raios X no estado inicial natildeo deformado como uma
reflexatildeo segundo alguns planos cristalinos Estes planos possuem uma distacircncia ldquodrdquo chamada
de distacircncia interplanar Um feixe paralelo de raios-X de comprimento de onda λ que incide
na superfiacutecie deste material com um acircngulo de incidecircncia θ iraacute sofrer uma difraccedilatildeo sob o
mesmo acircngulo θ desde que a equaccedilatildeo de Bragg seja satisfeita (equaccedilatildeo 31)
119899 = 2119889 ∙ 119904119890119899120579 (31)
24
Entatildeo ao utilizar um feixe de raios-X monocromaacuteticos (λ = constante) o valor do
acircngulo θ referente a uma intensidade maacutexima de difraccedilatildeo depende somente da distacircncia
interplanar ldquodrdquo
A derivada da expressatildeo de Bragg indica que
∆119889
119889+
119888119900119904120579
119904119890119899120579∙ ∆120579 = 0 (32)
120576 = minus∆120579 ∙ cot 119892120579 (33)
∆120579 = 120579119888119900119898 119905119890119899119904atilde119900 minus 120579119904119890119898 119905119890119899119904atilde119900 (34)
Medindo ∆120579 pode-se calcular a deformaccedilatildeo e consequentemente a respectiva tensatildeo
residual Vaacuterios meacutetodos satildeo propostos para determinaccedilatildeo das deformaccedilotildees segundo a
difraccedilatildeo de raiosndashX [39] [40] Poreacutem no escopo deste trabalho seraacute tratado somente o meacutetodo
do sensup2 Segundo Bordinassi et al (2006) [34] este meacutetodo tem sua maior aplicabilidade
quando se busca maior exatidatildeo nas medidas cujas amostras possuem um certo grau de
textura Este meacutetodo nada mais eacute que a adequaccedilatildeo da Equaccedilatildeo 33 utilizando coordenadas
polares (Figura 13) ao estado real de tensotildees que resulta em
120576(120593) = cot 119892120579 ∙ (120579120593 minus 120579119900) (35)
Figura 13 Sistema de coordenadas polares [41 Modificado] [41]
Sabendo que
25
120576120593 = (1205901 ∙ 1198881199001199042120593 + 1205902 ∙ 1199041198901198992120593)1199041198901198992 minus 120583(1205901 + 1205902 + 1205903)
119864 (36)
Mantendo o acircngulo 120593 fixo e determinando a diferenccedila entre as deformaccedilotildees em duas
direccedilotildees distintas atraveacutes do acircngulo obtemos
120576(1205932) minus 120576(1205931) = cot 119892120579119900 ∙ (1205791205932minus 1205791205931
) (37)
Reescrevendo o primeiro termo da equaccedilatildeo 36 em funccedilatildeo da diferenccedila de deformaccedilatildeo
entre duas direccedilotildees diferentes temos
120576(1205932) minus 120576(1205931) =(1 + 120583) ∙ 120590120593 ∙ (11990411989011989922 minus 11990411989011989921)
119864 (38)
Substituindo o primeiro membro da Equaccedilatildeo 38 pelo segundo membro da equaccedilatildeo 37
obteacutem-se a equaccedilatildeo utilizada na mediccedilatildeo de tensotildees residuais
120590120593 =119864
(1 + 120583)∙ cot 119892120579119900 ∙
(1205791205932minus 1205791205931
)
(11990411989011989922 minus 11990411989011989921) (38)
O graacutefico da Figura 14 eacute obtido pela plotagem das variaccedilotildees dos acircngulos de difraccedilatildeo
2θ com as variaccedilotildees dos acircngulos de incidecircncia dos raios-X Podemos observar a partir da
equaccedilatildeo 38 que a tensatildeo residual eacute diretamente proporcional agrave derivada de 2θ em funccedilatildeo de
sensup2ψ
Figura 14 Estado de tensatildeo do material em funccedilatildeo do declive da curva 2θ x sensup2ψ [41]
26
Capiacutetulo 3
Materiais e Meacutetodos
A realizaccedilatildeo do procedimento experimental teve algumas fases dentre as quais pode-
se citar a preparaccedilatildeo das amostras torneamento em alta velocidade mediccedilatildeo das tensotildees
residuais superficiais por difraccedilatildeo de raios-x e anaacutelise dos resultados Os itens subsequentes
descrevem em detalhes todos os meacutetodos equipamentos e procedimentos utilizados neste
trabalho
31 ndash Material
O material utilizado na confecccedilatildeo das amostras foi o accedilo SAE 4140 cuja a dureza
medida foi de aproximadamente 15 HRc Este accedilo foi adquirido em barras de duas polegadas
de diacircmetro por 120 mm de comprimento e em cada barra foi confeccionado 4 amostras
conforme a Figura 15
Figura 15 Representaccedilatildeo esquemaacutetica das amostras
27
32 ndash Preparaccedilatildeo das amostras
A amostra foi usinada no torno mecacircnico convencional do Laboratoacuterio de Pesquisa em
Usinagem (LABUS) do Centro Federal de Ensino Tecnoloacutegico Celso Suckow da Fonseca
(CEFET ndash RJ Maracanatilde) conforme a Figura 16 Na operaccedilatildeo foi utilizado fluido de corte
para tentar amenizar a influecircncia desta usinagem no resultado final
Figura 16 Torno utilizado na preparaccedilatildeo da amostra
A partir dos resultados obtidos das tensotildees residuais apoacutes a usinagem no torno
convencional constatou-se que as medidas foram muito aleatoacuterias devido ao desgaste da
ferramenta utilizada e entatildeo optou-se por realizar um tratamento teacutermico de aliacutevio de tensotildees
(TTAT) para evitar que os resultados da usinagem principal fossem influenciados pela
operaccedilatildeo anterior As amostras foram aquecidas agrave uma taxa de aproximadamente 175 ordmC
min Apoacutes atingida e estabilizada a temperatura de 600degC a amostra permaneceu nesta
condiccedilatildeo por 2 horas sendo posteriormente resfriada no forno Os valores das tensotildees foram
medidos novamente apoacutes o tratamento
28
33 ndash Torneamento em Alta Velocidade
O torno utilizado nas operaccedilotildees em alta velocidade foi o centro de torneamento Romi
modelo Centur 30D conforme apresenta a Figura 17 capaz de operar em uma faixa em
velocidades entre 4 a 4000 rpm e com potecircncia de 10 CV
Figura 17 CNC Romi Centur 30D
De acordo com as caracteriacutesticas do torno foram escolhidos os paracircmetros mostrados
na Tabela 5 que podem se enquadrar no regime de torneamento em alta velocidade A
profundidade de corte (ap) tambeacutem foi modificada entre as condiccedilotildees [33] Entatildeo o
torneamento das amostras foi fundamentado em um experimento fatorial de quatro
combinaccedilotildees sendo duas repeticcedilotildees para cada combinaccedilatildeo Foi usado um avanccedilo (a)
constante para todas as condiccedilotildees de 02 mmrot A programaccedilatildeo utilizada pode ser
encontrada no Anexo A
Tabela 5 Tabela das Condiccedilotildees
Condiccedilatildeo A B Vc [mmin] ap [mm]
1 -1 -1 500 01
2 -1 1 500 02
3 1 -1 600 01
4 1 1 600 02
29
Onde
Fatores A Velocidade de Corte (Niacuteveis 119881minus1 = 500 119898119898119894119899 e 119881+1 = 600 119898119898119894119899)
B Profundidade de Corte (Niacuteveis 119865minus1 = 01 119898119898 ou 119865+1 = 02 119898119898)
Tratamentos
119881minus1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 02 mm
119881minus1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 02 mm
Unidade
Experimental Mega Pascal
As ferramentas utilizadas foram os insertos VBMT 160408-PM4325 da Sandvik com
geometria mostrada na Figura 18 Para cada condiccedilatildeo foi utilizado um soacute gume de corte para
garantir a uniformidade da aresta de corte e evitar que o desgaste da ferramenta influenciasse
nos resultados finais A Tabela 6 fornece as principais caracteriacutesticas do inserto
Figura 18 Insertos utilizados no torneamento
Tabela 6 Propriedades do inserto
Tamanho Efetivo da aresta de corte (LE) 15806 mm
Diacircmetro ciacuterculo inscrito (IC) 9525 mm
Raio da ponta (RE) 0794 mm
Espessura (S) 4763 mm
30
34 ndash Mediccedilatildeo das tensotildees residuais
As mediccedilotildees de tensotildees residuais foram realizadas no Laboratoacuterio de Anaacutelise de
Tensotildees (LAT) do Departamento de Engenharia Mecacircnica da Universidade Federal
Fluminense (UFF) A teacutecnica adotada foi a de tensometria por difraccedilatildeo de raios-X utilizando-
se o equipamento de anaacutelise de tensotildees da Stressrad (Figura 19)
Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra
As amostras foram medidas em duas direccedilotildees longitudinal (L) e circunferencial copy
conforme detalha a Figura 20 Os seguintes paracircmetros foram adotados
Radiaccedilatildeo Crκα (λ=22809Å) difratando o plano cristalograacutefico (211) da ferrita
Acircngulo de difraccedilatildeo de ferrita (2θ) 1562ordm
Acircngulos Ψ 0ordm 21ordm 30ordm 38ordm 45ordm
Tempo de exposiccedilatildeo ao Raio-X 45s para cada acircngulo Ψ
FONTE DE ALTA TENSAtildeO
AMOSTRA SOFTWARE
TUBO DE Crκα
GONIOcircMETRO
31
Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial
A rugosidade superficial das amostras foi medida com o rugosiacutemetro da Taylor
Hobson Precision Surtronic 25 (Figura 21) As mediccedilotildees foram feitas em pontos distintos da
amostra no sentido longitudinal procurando obter o resultado que melhor representasse a
rugosidade real das amostras Foram realizadas 7 medidas em cada amostra
O paracircmetro adotado foi a rugosidade meacutedia (Ra) na qual o comprimento de mediccedilatildeo
foi de L= 400 e o de amostragem igual a La = 08mm O raio da ponta do apalpador eacute de
5microm conferindo ao equipamento uma resoluccedilatildeo de 001microm com precisatildeo de 2 do valor
medido
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson
32
Capiacutetulo 4
Resultados e discussotildees
As anaacutelises inicias foram com base nos valores de tensatildeo residuais (TR) sendo as
medidas realizadas apoacutes a preparaccedilatildeo das amostras mas devido a heterogeneidade
apresentada pelas mesmas foi realizado um TTAT Apoacutes o tratamento teacutermico obteve-se uma
meacutedia de -144 MPa nas tensotildees residuais longitudinais (L) e de -142 MPa na direccedilatildeo
circunferencial (C) com erro de aproximadamente 15 MPa Apoacutes a usinagem principal as
tensotildees residuais foram medidas novamente e a Tabela 7 apresenta os valores obtidos em
todas as amostras
Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem
Condiccedilatildeo Amostra Tensatildeo Residual [MPa]
Longitudinal (L) Circunferencial (C)
1 2D -183 plusmn 20 435 plusmn 31
2C 67 plusmn 1 550 plusmn 16
2 2B -162 plusmn 33 498 plusmn 0
2A 179 plusmn 25 508 plusmn 101
3 1D -260 plusmn 75 291 plusmn 41
1C -90 plusmn 0 405 plusmn 33
4 1B 97 plusmn 23 369 plusmn 1
1A 125 plusmn 6 262 plusmn 8
A Figura 22 mostra os valores das tensotildees residual nas direccedilotildees circunferencial e longitudinal
respectivamente Com base nos graacuteficos nota-se que o comportamento das TR
circunferenciais eacute homogecircneo e coerente com a literatura [33] onde com valores maiores de
velocidade de corte tem-se uma diminuiccedilatildeo na magnitude das tensotildees trativas Entretanto na
longitudinal haacute muita heterogeneidade nos valores o que torna difiacutecil a anaacutelise dos resultados
nesta direccedilatildeo
33
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Longitudinal
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
1 2 3 4Condiccedilotildees
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Condiccedilotildees
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial
A Tabela 8 apresenta a meacutedia das tensotildees para cada condiccedilatildeo tanto na direccedilatildeo
longitudinal quanto na transversal a fim de analisar a influecircncia de cada paracircmetro nas
tensotildees residuais gerados no torneamento Conforme valores apresentados as tensotildees
superficiais circunferenciais encontram-se no estado de traccedilatildeo enquanto as tensotildees na direccedilatildeo
longitudinal apresentam um misto de compressatildeo e traccedilatildeo
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual
Condiccedilatildeo Tensotildees residuais (MPa)
C L
1 4925 plusmn 5 -58 plusmn 3
2 503 plusmn 7 85 plusmn 5
3 348 plusmn 6 -175 plusmn 6
4 3155 plusmn 2 111 plusmn 4
34
Avaliando o graacutefico da Figura 23 eacute possiacutevel observar uma clara reduccedilatildeo nos valores
das tensotildees quando passamos do regime de velocidade de 500mmin (condiccedilotildees 1 e 2) para o
de 600mmin (condiccedilotildees 3 e 4) Isto sugere que a tendecircncia da tensatildeo residual eacute reduzir seu
valor com o aumento da velocidade de corte conforme previsto na literatura [33] para
condiccedilotildees de transiccedilatildeo baixa-alta velocidade de corte Este comportamento sugere que a
condiccedilatildeo um e dois encontram-se no limiar do regime de altas velocidades
Com relaccedilatildeo ao efeito da profundidade nota-se que o comportamento das tensotildees
residuais eacute resultado da combinaccedilatildeo entre profundidade e velocidade Quando se tem
velocidades de corte maior o aumento da profundidade tende a diminuir os valores das
tensotildees ou seja aumenta o efeito da deformaccedilatildeo plaacutestica sobre o gradiente teacutermico o que natildeo
eacute evidente para velocidades menores
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Profundidade
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial
Na direccedilatildeo longitudinal (Figura 24) percebe-se uma amplificaccedilatildeo do efeito da
profundidade de corte na tensatildeo residual com o aumento da velocidade de corte Para as
amostras que foram submetidas agrave maior velocidade de corte ocorreu um aumento expressivo
da diferenccedila dos valores de tensotildees residuais encontrados em funccedilatildeo de uma mesma
profundidade de corte utilizada Contudo considerando o desvio padratildeo entre as medidas natildeo
35
se pode concluir qual a tendecircncia das TR na direccedilatildeo longitudinal com essa quantidade de
amostras pois haacute muita heterogeneidade nas medidas
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
LongitudinalT
ensatilde
o R
esid
ual (
MP
a)
Profundidade
Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal
Com relaccedilatildeo agrave rugosidade a literatura [10] descreve que com o aumento da velocidade
de corte ocorre uma diminuiccedilatildeo dos valores meacutedios de rugosidade enquanto que o aumento
da profundidade de corte acarreta em valores maiores de rugosidade apesar deste uacuteltimo natildeo
impactar tanto nos resultados Analisando os valores de rugosidade apresentados na Figura 25
em conjunto com a Figura 26 nota-se que os menores valores meacutedios de rugosidade foram
obtidos para os maiores valores de velocidade de corte (condiccedilotildees 3 e 4) Contudo tambeacutem
fica claro que existe uma inconsistecircncia dos valores apresentados na condiccedilatildeo dois O valor
esperado para esta condiccedilatildeo era seguir a tendecircncia das condiccedilotildees trecircs e quatro ou seja o valor
meacutedio de rugosidade da condiccedilatildeo dois deveria ser da mesma magnitude do valor da condiccedilatildeo
um poreacutem superior assim como o da condiccedilatildeo quatro eacute maior do que o da condiccedilatildeo trecircs
36
01 0223
24
25
26
27
28
29
30Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Profundidade
Vc = 500 [mmin] Vc = 600 [mmin]
Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade
1 2 3 423
24
25
26
27
28
29
30 Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Condiccedilatildeo
Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial
Analisando a Figura 27 eacute perceptiacutevel que o aumento da profundidade de corte
ocasionou resultados com tensotildees longitudinais de natureza trativa Isso pode ser relacionado
37
com um possiacutevel fator teacutermico imposto pela maior profundidade de corte sendo mais
evidente com maiores valores de velocidade de corte Entretanto quando se compara tensotildees
residuais com rugosidade novamente natildeo haacute como chegar a conclusotildees
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
1 2 3 4
Longitudinal
Condiccedilotildees
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
24
26
28
30
Rug
osid
ade
(μm
)
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
5
transformaccedilatildeo ocorre quando a taxa de resfriamento brusca eacute raacutepida o suficiente para prevenir
a difusatildeo do carbono pois qualquer difusatildeo que por ventura ocorra resultaraacute na formaccedilatildeo das
fases ferrita e cementita A austenita possui estrutura CFC que sofre uma transformaccedilatildeo
polimoacuterfica para martensita tetragonal de corpo centrado (TCC) sendo formada por uma
soluccedilatildeo soacutelida supersaturada de carbono no ferro [5]
Apoacutes o revenimento (Figura 1b) houve a dissoluccedilatildeo da estrutura martensiacutetica que
passou a ser uma estrutura de martensita revenida que confere ao material propriedades
equilibradas de resistecircncia tenacidade e dureza Os pontos escuros satildeo resultado de ataque
dos agentes quiacutemicos utilizados na metalografia Juntos os tratamentos teacutermicos de tecircmpera e
revenido constituem o chamado tratamento de beneficiamento [6]
Figura 1 Matriz martensiacutetica do SAE 4140 (a) Tratamento teacutermico de tecircmpera (antes do
revenido) (b) Tratamento teacutermico de tecircmpera (apoacutes o revenido) [6]
A taxa de resfriamento no processo de tecircmpera afeta de forma substancial o resultado
do tratamento sendo dependente do meio de resfriamento que entra em contato com a
amostra Diante disso se o resfriamento controla a taxa de nucleaccedilatildeo e a do crescimento em
transformaccedilotildees difusionais a temperatura de transformaccedilatildeo determinaraacute a microestrutura final do
produto transformado [6] Com relaccedilatildeo ao revenido o mesmo tem por objetivo corrigir a
excessiva dureza e fragilidade do material melhorando sua ductilidade e resistecircncia ao
choque aleacutem de corrigir aliviar as tensotildees residuais provenientes da tempera [7] Na Figura 2
pode-se ver como a dureza e tenacidade satildeo afetadas pela temperatura de revenimento para o
accedilo 4140
6
Figura 2 Curva de dureza em funccedilatildeo da temperatura de revenido do accedilo 4140 (esquerda)
Tenacidade em funccedilatildeo da temperatura de revenimento para o accedilo 4140 revenido por uma hora
(direita) [8]
22 ndash Torneamento
O ato de trabalhar uma peccedila bruta com maacutequinas-ferramenta para conferir-lhe a forma
final desejada em especiacutefico envolvendo a retirada de material se chama usinagem Dentro
deste escopo existem diferentes processos como fresamento retificaccedilatildeo furaccedilatildeo
mandrilamento brochamento roscamento torneamento entre outros [9]
As peccedilas metaacutelicas fabricadas pelos processos metaluacutergicos convencionais - como
fundiccedilatildeo forjamento e etc ndash geralmente apresentam superfiacutecies grosseiras e que em alguns
casos exigem um determinado acabamento Por outro lado os processos citados nem sempre
permitem obter certas peculiaridades como saliecircncias ou reentracircncias furos rosqueados e
furos passantes por exemplo Assim a usinagem se torna necessaacuteria principalmente onde
essas geometrias natildeo conseguem ser alcanccediladas por outros tipos de processos de fabricaccedilatildeo
Dentre os processos de usinagem o torneamento eacute o processo de fabricaccedilatildeo mecacircnica
responsaacutevel em geral pela fabricaccedilatildeo de peccedilas de revoluccedilatildeo [10]
7
O torneamento eacute a operaccedilatildeo por intermeacutedio da qual um soacutelido indefinido eacute feito girar
ao redor do eixo da maacutequina operatriz denominada torno ao mesmo tempo que a ferramenta
de corte lhe retira material perifericamente de modo a transformaacute-lo numa peccedila bem definida
tanto em relaccedilatildeo agrave forma quanto as dimensotildees Como todos os trabalhos executados com
maacutequinas-ferramenta o torneamento ocorre mediante a retirada progressiva de material
(cavaco) da peccedila trabalhada por uma ferramenta de corte que deve ter uma dureza superior agrave
do material a ser cortado e possuir um soacute gume cortante [10]
As operaccedilotildees de usinagem podem ser divididas em desbaste e acabamento No
desbaste natildeo existe preocupaccedilatildeo com a qualidade da superfiacutecie uma vez que a prioridade eacute a
retirada de grande volume de material Jaacute no acabamento a prioridade estaacute em obter uma boa
rugosidade superficial e uma boa aparecircncia da superfiacutecie ou entatildeo o que estiver especificado
em projeto [9]
No torneamento a ferramenta penetra na peccedila cujo movimento rotativo ao redor de
seu eixo permite o corte contiacutenuo e regular do material A forccedila necessaacuteria para retirar o
cavaco eacute feita sobre a peccedila enquanto a ferramenta firmemente presa ao porta-ferramenta
contrabalanccedila a reaccedilatildeo dessa forccedila Para realizar o torneamento satildeo necessaacuterios trecircs
movimentos relativos entra a peccedila e a ferramenta (Figura 3)
bull Movimento de corte eacute o movimento principal que permite cortar o material O
movimento eacute rotativo e realizado pela peccedila
bull Movimento de avanccedilo eacute o movimento que desloca a ferramenta
longitudinalmente agrave peccedila
bull Movimento de penetraccedilatildeo eacute o movimento que determina a profundidade de
corte ao deslocar a ferramenta radialmente contra a peccedila e assim regular a
profundidade de corte do passe e a espessura do cavaco
Figura 3 Representaccedilatildeo esquemaacutetica de torneamento [11 Modificado] [11]
MOVIMENTO DE
PENETRACcedilAtildeO
MOVIMENTO
DE AVANCcedilO
MOVIMENTO DE
CORTE
8
Assim como nos outros processos de usinagem o que define como a operaccedilatildeo de
torneamento a ser realizada satildeo os paracircmetros da usinagem Esses paracircmetros precisam ser
bem estudados e definidos para o torneamento produzir peccedilas em conformidade com o projeto
e ao mesmo tempo preservar ao maacuteximo a ferramenta de corte Para o torneamento pode-se
definir como principais paracircmetros de corte [12]
bull Velocidade de Corte (Vc) velocidade perifeacuterica da ponta da ferramenta na peccedila
conforme mostrado na Equaccedilatildeo 21
119881119888 =
120587 lowast 119889 lowast 119899
1000(
119898
119898119894119899)
(21)
d = diacircmetro em mm
n = rotaccedilatildeo em rpm
bull Avanccedilo (a) Deslocamento que a ferramenta faz em uma volta da peccedila O avanccedilo
eacute dado por mmrot
bull Velocidade de avanccedilo (Va) Medida do deslocamento que a ferramenta faz por
unidade de tempo conforme mostrado na Equaccedilatildeo 22
119881119886 = 119886 lowast 119899 (119898119898
119898119894119899)
(22)
bull Profundidade de corte (p) Medida linear da penetraccedilatildeo que a ferramenta faz na
peccedila em cada passe conforme mostrado na Equaccedilatildeo 23
119901 =
119863 minus 119889
2(119898119898)
(23)
D = diacircmetro inicial em mm (antes do passe)
d = diacircmetro final em mm (apoacutes o passe)
A busca por aumento de produtividade nos processos de usinagem vem de longa data
Taylor procurava melhorar o material usado para confeccionar as ferramentas de corte e seus
estudos renderam o desenvolvimento dos accedilos raacutepidos para ferramentas de corte Com a
criaccedilatildeo deste material se tornou possiacutevel elevar a velocidade da usinagem sem trazer grandes
prejuiacutezos agraves ferramentas e assim aumentar a produtividade do processo [13]
9
Com o decorrer dos anos diversas outras contribuiccedilotildees surgiram para poder fazer a
usinagem com velocidades de corte cada vez mais elevadas Essas contribuiccedilotildees foram em
diferentes aacutereas como os materiais para as ferramentas e na elaboraccedilatildeo de maacutequinas-
ferramentas que fossem capazes de suportar tamanhas velocidades e consequentemente as
solicitaccedilotildees que esse tipo de usinagem impotildee na maacutequina [13]
A usinagem em alta velocidade de corte ou HSM (High Speed Machining) ou HSC
(High Speed Cutting) eacute reconhecida como uma importante tecnologia de usinagem em
desenvolvimento e implantaccedilatildeo Esse modo de operaccedilatildeo tem como principal vantagem a
possibilidade de executar usinagem com velocidades de corte cinco a dez vezes maiores do
que as normalmente utilizadas e com avanccedilo e profundidade de corte menores do que os
adotados na usinagem convencional Embora possa ser utilizada em operaccedilotildees de desbaste a
sua aplicaccedilatildeo eacute sobretudo indicada para semi-acabamento e acabamento [14]
A definiccedilatildeo de ldquoalta velocidade de corterdquo eacute relativa pois essa definiccedilatildeo diz respeito ao
material a ser usinado da ferramenta de corte e do processo de usinagem Isto significa dizer
que dependendo da configuraccedilatildeo da operaccedilatildeo ela pode ser considerada em alta velocidade
para um material e baixa para outro por exemplo com uma ferramenta de accedilo raacutepido para
usinagem de um material de baixa resistecircncia os valores dos paracircmetros podem ser
aumentados jaacute para a usinagem de materiais de elevadas resistecircncias esses mesmos
paracircmetros satildeo reduzidos para preservar a peccedila e a ferramenta de corte [13] Por mais incerto
que ainda seja definir quais paracircmetros satildeo considerados alta velocidade Muumlller e Soto 1999
[15] estipularam faixas de velocidades de corte e sua caracterizaccedilatildeo conforme a Figura 4
Figura 4 Faixa de velocidade de corte para diversas operaccedilotildees de usinagem [15
Modificado][15]
10
A seleccedilatildeo cuidadosa dos paracircmetros de corte corretos de usinagem tem forte influecircncia
na obtenccedilatildeo de uma boa integridade superficial Este termo foi primeiramente discutido por
Field e Kahles et al (1964) [16] para eles a Integridade Superficial eacute um meio de definir os
aspectos superficiais em termos da performance de um componente em serviccedilo
Adicionalmente segundo Griffths et al (1989) [17] tambeacutem tem valor topoloacutegico mecacircnico
quiacutemico e metaluacutergico como rugosidade variaccedilotildees de dureza mudanccedilas microestruturais e
tensotildees residuais
Para os processos de usinagem a rugosidade tem grande importacircncias pois a mesma eacute
fundamental para o controle da qualidade das peccedilas produzidas A rugosidade pode ser
definhada como a topografia em escala microscoacutepica apoacutes um processo de retirada de material
como a usinagem Os fatores que contribuem com a rugosidade normalmente estatildeo mais
relacionados com os paracircmetros de processo do que com o maquinaacuterio Alguns exemplos satildeo
marcas deixadas pela ferramenta devido a fragmentos ou ao gume de corte geraccedilatildeo de
rebarba do material durante o corte forma geomeacutetrica da ferramenta quebra de cavaco entre
outros [9]
Dentre os paracircmetros utilizados na avaliaccedilatildeo da rugosidade o mais comumente
empregado eacute o da rugosidade meacutedia (Ra) [18] Tal paracircmetro eacute obtido atraveacutes da meacutedia
aritmeacutetica do perfil da superfiacutecie em relaccedilatildeo a uma linha meacutedia definida atraveacutes de um
comprimento de amostra [19] [20] Segundo Machado et al (2009) [9] outro paracircmetro
largamente utilizado eacute o da rugosidade Total (Rt) que consiste na distacircncia total entre o maior
pico e o vale mais profundo A Figura 5 mostra a representaccedilatildeo graacutefica de ambos os
paracircmetros Ra e Rt
Figura 5 Rugosidades Ra e Rt [21]
11
Segundo Griffths et al (2001) [12] o torneamento produz efeitos termomecacircnicos
que estatildeo diretamente relacionados agrave integridade superficial da peccedila usinada O efeito
mecacircnico adveacutem principalmente das tensotildees de cisalhamentos desenvolvidas no processo
sendo estas distribuiacutedas em trecircs zonas A chamada zona primaacuteria ocorre na peccedila a medida que
o material eacute removido e convertido em cavaco a secundaacuteria fica localizada na parte inferior
do cavaco a medida que este eacute forccedilado contra a ferramenta e a terciaacuteria ocorre na parte
inferior da ferramenta agrave medida que esta eacute arrastada sobre o material receacutem cortado As
tensotildees primaacuterias e terciaacuterias afetam a superfiacutecie da peccedila cortada jaacute a secundaacuteria natildeo como
mostra a Figura 6 [12]
Adicionalmente pode-se relacionar essas zonas com os raios da ponta das ferramentas
e seu desgaste na integridade superficial da peccedila Em uma ferramenta afiada a ponta da
ferramenta tem um raio de tiacutepico de 8 microm Com o uso da ferramenta e sua degradaccedilatildeo o raio
da ponta aumenta levando a uma planificaccedilatildeo da face da ferramenta em contato com a peccedila e
aumentado os valores do acircngulo de inclinaccedilatildeo Com este aumento o material que se encontra
na ponta da ferramenta eacute forccedilado para frente e comprimido contra a superfiacutecie do material
Quando o acircngulo de inclinaccedilatildeo chega a um valor criacutetico segundo Griffths et al (2001) [12]
maior que -75deg a ferramenta deixa de cortar e passa a criar protuberacircncias no material
degradando a integridade superficial do mesmo
Figura 6 Zonas de esforccedilo cisalhante na ferramenta durante o torneamento [12 Modificado]
[12]
Ainda com relaccedilatildeo ao raio da ponta da ferramenta e seu desgaste sabe-se que
ferramentas afiadas geram temperaturas comparativamente menores que uma natildeo afiada
Segundo Griffths et al (2001) [12] uma ferramenta gasta pode gerar temperaturas proacuteximas a
700degC dependendo dos paracircmetros de corte aplicados Considerando que a temperatura de
12
transformaccedilatildeo microestrutural de algumas fases presentes em peccedilas de accedilo estaacute em torno de
723degC pode-se concluir que a usinagem nessas condiccedilotildees pode resultar em transformaccedilatildeo de
fase
Todos estes fatores contribuem para a geraccedilatildeo de tensotildees residuais associadas a um
material torneado Entatildeo pode-se concluir que estas tensotildees podem apresentar diferentes
perfis dependendo de quatildeo gasta a ferramenta estaacute da presenccedila de lubrificaccedilatildeo e das
condiccedilotildees de operaccedilatildeo aleacutem de estarem diretamente relacionadas aos paracircmetros de corte
Normalmente o consenso eacute de que se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser
compressivas enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [12]
221 ndash Torneamento do accedilo 4140
Na literatura satildeo encontrados vaacuterios trabalhos que tecircm como objetivo estudar a
influecircncia dos paracircmetros de corte no desgaste das ferramentas de corte e principalmente na
integridade superficial das peccedilas produzidas Em particular os accedilos 4140 tecircm sido
amplamente estudados neste acircmbito tendo em vista sua aplicaccedilatildeo na induacutestria
Ersan Aslan et al (2007) [22] estudaram os efeitos dos paracircmetros de corte do accedilo
AISI 4140 endurecido (63 HRc) com ferramenta de ceracircmica misturada com Al2O3 + TiCN
no torneamento a seco Neste trabalho concluiu que a velocidade de corte foi o uacutenico fator
estatisticamente significante no desgaste da ferramenta e embora natildeo estatisticamente
significante a profundidade de corte teve uma influecircncia fiacutesica na variaccedilatildeo dos resultados
Apesar de inesperado observaram que velocidades elevadas diminuiacuteam o desgaste da
ferramenta e dessa forma concluiu-se que para minimizar o desgaste da ferramenta
velocidades de corte maiores 250 mmin e niacuteveis reduzidos de profundidade de corte 025
ou 050 mm devem ter preferecircncia Tambeacutem foi relatado que soacute duas interaccedilotildees velocidade
de corte e avanccedilo e avanccedilo e profundidade de corte possuiacuteram significacircncia estatiacutestica na
rugosidade superficial Na anaacutelise dos resultados chegou-se ao consenso de que uma
velocidade de corte elevada 250 mmin uma profundidade de corte miacutenima 025 mm e um
avanccedilo intermediaacuterio 010 mmrev minimizava os valores da rugosidade superficial
Sudhansu et al (2015) [23] pesquisaram a rugosidade superficial e o desgaste da
aresta de corte no torneamento severo do AISI 4140 com dureza de 52 HRc com pastilhas de
ceracircmica misturada com Al2O3 + TiCN e revestidas com PVD-TiN Na pesquisa os
paracircmetros usados foram combinaccedilotildees de velocidades de corte de 100 170 e 240 mmin
13
avanccedilos de 005 010 e 015 mmrev e profundidades de corte de 01 02 e 03 mm Apoacutes a
conclusatildeo dos experimentos conseguiram obter uma superfiacutecie com oacutetimo acabamento com o
torneamento severo tendo como conclusatildeo que a rugosidade superficial era afetada
principalmente pelo avanccedilo e que a profundidade de corte teve impacto despreziacutevel a
velocidade de corte teve um efeito negativo para a rugosidade e que quatildeo maior era a
velocidade de corte empregada (acima de 170 mmin) pior era a rugosidade superficial
Assim como Ersan et al (2007) [22] os autores reafirmaram que a velocidade de corte eacute o
fator preponderante sobre o desgaste da aresta da ferramenta de corte e os efeitos da interaccedilatildeo
avanccedilo-profundidade de corte satildeo notavelmente mais significantes em comparaccedilatildeo com o
avanccedilo somente Ressalta-se tambeacutem que embora a influecircncia da profundidade de corte natildeo
ter sido observada como significante estatisticamente o desgaste da aresta eacute uma funccedilatildeo
crescente da profundidade de corte A rugosidade do accedilo AISI 4140 foi uma funccedilatildeo do perfil
da aresta da pastilha ceracircmica revestida com TiN Quando a velocidade de corte era
aumentada o perfil da aresta da ferramenta crescia e isso causou deterioraccedilatildeo da superfiacutecie
trabalhada Apesar do crescimento do perfil da aresta ter chegado ao limite permissiacutevel de 03
mm a rugosidade Ra natildeo excedeu 16 microm
Alajmi et al (2015) [24] fizeram um monitoramento termograacutefico da aresta de corte
de ferramentas revestidas e natildeo revestidas na busca de aprender sobre os paracircmetros de corte
e suas influecircncias nas ferramentas e no aporte teacutermico nas ferramentas Nesse monitoramento
usou-se os paracircmetros de velocidade de corte de 75 e 115 mmin avanccedilo de 018 e 032
mmrev profundidade de corte de 15mm e com velocidades de cortes de 115 e 75 mmin em
diferentes accedilos sendo um deles o 4140 Com base nos ensaios realizados os autores
observaram que a velocidade de corte natildeo teve efeito significante nas temperaturas
observadas diferente do avanccedilo que com a sua reduccedilatildeo resultava em maiores valores de
temperatura Com a deformaccedilatildeo da aresta de corte uma elevaccedilatildeo da temperatura foi
observada provavelmente pela maior aacuterea de contato causada por essa deformaccedilatildeo e a
temperatura produzida pelas ferramentas eram menores quando as ferramentas possuiacuteam
revestimento Observou-se tambeacutem a importacircncia do uso de revestimento nas ferramentas e
sua influecircncia nas temperaturas obtidas conforme apresenta a Tabela 3 e as Figuras 6 e 7
14
Tabela 3 Testes e paracircmetros de ferramentas revestidas e sem revestimento [24 Modificado] [24]
Teste (nuacutemero)
Paracircmetros de corte Velocidade (V)
mmin Avanccedilo (f)
mmrev Profundidade de corte
(d) mm Diacircmetro
(mm) N
(rpm) T1 115 032 15 100 360 T2 115 018 15 100 360 T3 75 032 15 100 250 T4 75 018 15 100 250
Figura 7 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
15
Figura 8 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
Akbar et al (2008) [25] fizeram uma anaacutelise experimental da particcedilatildeo teacutermica no
torneamento a seco do accedilo AISI 4140 aplicando diferentes velocidades de corte incluindo
velocidades convencionais e altas velocidades de torneamento (100 197 314 395 565 628
785 e 880 mmin) O avanccedilo e a profundidade de corte foram mantidos constantes (01
mmrev e 25mm respectivamente) e o comprimento cortado foi limitado a 5mm para
minimizar a variaccedilatildeo que o desgaste da ferramenta poderia trazer Foram usadas duas
ferramentas uma de metal duro sem revestimento e outra com revestimento de TiN
Observou-se uma variaccedilatildeo no comportamento das forccedilas de corte com o aumento da
velocidade corte Variando a velocidade de corte de 100 ateacute 395 mmin a forccedila de corte
diminuiacutea Entretanto na faixa de 395 e 565 mmin essa forccedila cresce junto com a elevaccedilatildeo da
velocidade Em seguida a forccedila torna a diminuir na regiatildeo de altas velocidades acima de 565
mmin
Neste mesmo trabalho revelou-se que para as ferramentas revestidas com TiN as
forccedilas de corte diminuiacuteram gradativamente quando a velocidade aumentava (de 100 ateacute 880
mmin) A medidas experimentais de forccedila de corte e de avanccedilo foram maiores para as
ferramentas natildeo-revestidas em todas as velocidades estudadas Relata-se que este fenocircmeno
pode ser decorrente da reduccedilatildeo da fricccedilatildeo e da adesatildeo com a peccedila que o revestimento de TiN
proporciona A forccedila de avanccedilo tambeacutem reduziu gradualmente com o aumento da velocidade
de corte em todos os testes tanto para as ferramentas com revestimento ou sem
16
23 ndash Tensotildees Residuais
Matsumoto et al (1986) [26] definiram tensatildeo residual como a tensatildeo que permanece
no componente apoacutes a solicitaccedilatildeo termomecacircnica agrave qual foi submetido Sua presenccedila pode ser
uacutetil ou deleteacuteria dependendo da sua natureza trativa ou compressiva e magnitude alta ou
baixa A classificaccedilatildeo atual dos tipos de tensotildees residuais eacute definida quanto a sua abrangecircncia
podendo ser classificadas como Tensotildees Macroscoacutepicas tambeacutem referenciada como Tipo I
Tensotildees Microscoacutepicas chamadas de Tipo II e Tensotildees submicroscoacutepicas ou Tipo III [27]
bull Tensotildees residuais do tipo I Satildeo tensotildees a niacuteveis macroscoacutepicos em uma escala
maior que o tamanho de gratildeo do material
bull Tensotildees residuais do tipo II Satildeo tensotildees microscoacutepicas que variam dentro da
escala de um gratildeo individual Tais tensotildees satildeo esperadas natildeo somente em
materiais com muacuteltiplas microestruturas mas inclusive em materiais que
possuem uma microestrutura uacutenica devido a anisotropia e o comportamento de
cada gratildeo
bull Tensotildees residuais do tipo III Tambeacutem satildeo tensotildees microscoacutepicas poreacutem esta
existe dentro do gratildeo Por isso muitas vezes satildeo chamadas de submicroscoacutepicas
Satildeo essencialmente resultado da presenccedila de descontinuidades e outros defeitos
da estrutura cristalina do material Normalmente vem acompanhada da Tensatildeo
de Tipo II
Na Figura 9 eacute apresentado um diagrama esquemaacutetico que mostra os 3 tipos de tensatildeo
residual (120590119868 120590119868119868 119890 120590119868119868119868) [27]
17
Figura 9 Desenho esquemaacutetico dos tipos de tensatildeo residual [27]
A anaacutelise das tensotildees residuais presentes nos componentes mecacircnicos bem como a
compreensatildeo do comportamento das propriedades mecacircnicas dos materiais quando sujeitos a
campos de tensotildees originados nos processos usinagem eacute de grande importacircncia para diversas
aacutereas Estaacute bem estabelecido que a presenccedila de tensotildees residuais compressivas na superfiacutecie
do material aumenta a sobrevida em fadiga pois a compressatildeo dificulta a nucleaccedilatildeo eou a
propagaccedilatildeo de trincas [28] Em contrapartida tensotildees trativas podem se somar agraves tensotildees de
trabalho mesmo no regime elaacutestico podendo levar a ruptura prematura do componente [29]
231 ndash Tensotildees Residuais em usinagem
As tensotildees residuais satildeo desenvolvidas em qualquer processo termomecacircnico sendo
essas tensotildees classificadas de acordo com sua origem em Teacutermica Quiacutemica e Mecacircnica
Entre as trecircs origens as tensotildees de origem teacutermica em um niacutevel macroscoacutepico satildeo
decorrentes de um aquecimento e resfriamento natildeo uniforme advindas de processos como a
usinagem e tratamentos teacutermicos Adicionalmente restriccedilotildees impostas por peccedilas de grande
volume podem levar ao desenvolvimento de tensotildees elevadas magnitudes devido ao
gradiente teacutermico entre a superfiacutecie e o nuacutecleo da peccedila Um exemplo eacute o processo de tempera
de um accedilo que leva a tensotildees compressivas na superfiacutecie balanceadas com tensotildees trativas no
centro do componente [27]
Tensotildees de origem quiacutemica se desenvolvem devido a mudanccedilas de volume associadas
com reaccedilotildees quiacutemicas precipitaccedilatildeo e transformaccedilatildeo de fase Tratamento quiacutemicos
18
superficiais e revestimento de materiais levam a um gradiente de tensatildeo residual de elevada
magnitude nas camadas superficiais [27] Como exemplo cita-se a nitretaccedilatildeo que tende a gerar
tensotildees compressivas na regiatildeo de difusatildeo por causa da expansatildeo estrutural e precipitaccedilatildeo de
nitretos [30]
O escoamento plaacutestico natildeo homogecircneo tambeacutem resulta em campos de tensatildeo residual
neste caso de origem mecacircnica Essas tensotildees podem se desenvolver de forma natural durante
o processo de fabricaccedilatildeo ou tratamento teacutermico dos materiais podendo ser tambeacutem
introduzidas de forma deliberada para o desenvolvimento de um perfil especiacutefico de tensatildeo
[27] Seja qual for o processo de usinagem de materiais metaacutelicos iraacute causar tensotildees residuais
que podem alcanccedilar valores proacuteximos ao limite de escoamento do material e influenciar na
vida em serviccedilo de componentes mecacircnicos Portanto definir o processo adequado para cada
aplicaccedilatildeo requer a previsatildeo de quatildeo elevada seraacute a tensatildeo residual gerada em funccedilatildeo dos
paracircmetros envolvidos no do processo utilizado [31]
Pesquisadores concordam que as tensotildees residuais de um componente satildeo um
conjunto das trecircs fontes de tensatildeo residual Muito dificilmente um componente soacute teraacute sido
submetido agrave processos que soacute resultem de uma soacute fonte de tensatildeo residual Especificamente
na usinagem os paracircmetros de corte utilizados na usinagem como velocidade de corte
velocidade de avanccedilo profundidade de corte aleacutem do estado da ferramenta e tipo de
lubrificaccedilatildeo empregadas podem levar a uma variaccedilatildeo significativa da taxa de produccedilatildeo e
tambeacutem nas tensotildees residuais presentes no componente usinado [32] Em geral o consenso eacute
de que na usinagem se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser compressivas
enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [14] Contudo Matsumoto et
al (1986) [26] afirmam que em funccedilatildeo da dureza do material a usinagem pode promover
tensotildees residuais de compressatildeo ou de traccedilatildeo Por exemplo para os accedilos de baixa dureza a
tensatildeo residual eacute trativa e para os accedilos com elevada dureza a tensatildeo residual eacute compressiva
232 ndash Tensotildees Residuais em torneamento
O estudo sobre tensotildees residuais em usinagem em particular no torneamento
aumentou nos uacuteltimos anos A necessidade de ganhar produtividade leva os setores de
usinagem a empregar paracircmetros de corte cada vez mais severos o que tende a mudar
19
significativamente o estado das tensotildees residuais principalmente as superficiais nos
componentes usinados
Capello et al (2004) [32] fizeram um estudo comparando a influecircncia dos paracircmetros
de corte no torneamento de diferentes materiais nas tensotildees residuais obtidas Nesse trabalho
foi utilizada uma velocidade de corte fixa e quatro paracircmetros distintos profundidade de
corte avanccedilo raio da ponta da ferramenta e acircngulo de entrada para 3 accedilos diferentes Um accedilo
com propriedades mecacircnicas elevadas (39NiCrMo3) o segundo com propriedades
intermediaacuterias (C45 steel) e o terceiro com propriedades baixas (Fe370) Pelos resultados
obtidos foi verificado que os paracircmetros que se expressavam mais nas tensotildees residuais
foram o avanccedilo colocado na maacutequina e o raio da ferramenta Com a elevaccedilatildeo do valor do
avanccedilo e com o aumento do raio da ferramenta as tensotildees geradas resultantes se
pronunciavam com caraacuteter trativo
Garcia et al (2012) [33] realizaram um estudo sobre o efeito dos paracircmetros de corte
na geraccedilatildeo das tensotildees residuais superficiais no torneamento de um accedilo AISI 4340 Como
principais conclusotildees esse trabalho mostrou que com o aumento da velocidade de corte as
tensotildees residuais tendiam a serem menos trativas Contudo as tensotildees residuais tendem a ser
mais trativas com o aumento do avanccedilo possivelmente em virtude do aumento da temperatura
de corte e a rugosidade superficial tambeacutem se elevava Logo a integridade superficial
piorava com o aumento do avanccedilo de corte A Figura 10 mostra as curvas obtidas nas direccedilotildees
de avanccedilo (longitudinal) e direccedilatildeo de corte (circunferencial) onde eacute possiacutevel observar o
comportamento trativo das tensotildees residuais Esses dados indicando que os fatores (teacutermico
deformaccedilatildeo plaacutestica e de transformaccedilatildeo fase) responsaacuteveis pela geraccedilatildeo das tensotildees
superficiais mudam de acordo com o campo da velocidade de corte empregado Neste caso
para velocidades menores o fator mais expressivo eacute a temperatura que gera tensotildees teacutermicas
de traccedilatildeo e para velocidades mais elevadas as tensotildees geradas pela transformaccedilatildeo de fase
eou de deformaccedilatildeo plaacutestica eram as que adquiriam maior importacircncia
20
Figura 10 Tensotildees residuais medidas na direccedilatildeo de longitudinal (a) e na direccedilatildeo
circunferencial (b) [33]
21
233 ndash Tensometria por difraccedilatildeo de Raios-X
Existem diversas teacutecnicas experimentais de se obter os valores de tensatildeo residual
Bordinassi et al (2006) [34] citam que atualmente os dois meacutetodos mais utilizados satildeo o do
furo cego e a tensometria por difraccedilatildeo de raios-X sendo este uacuteltimo o mais utilizado dentre os
dois Martins et al (2004) [35] afirmam tambeacutem que o meacutetodo por difraccedilatildeo de raios-X
apresenta os melhores resultados quando comparado com o meacutetodo micromagneacutetico e
meacutetodo do furo Todas essas teacutecnicas podem ser classificadas de acordo com o niacutevel de dano
introduzido no material em [36]
bull Destrutivas processos que para obtenccedilatildeo das informaccedilotildees de deformaccedilatildeo
necessaacuterias para a anaacutelise das tensotildees residuais comprometem ou
impossibilitam o uso da amostra analisada
bull Natildeo destrutivos natildeo precisam da remoccedilatildeo material e natildeo provocam qualquer
tipo de dano durante a mediccedilatildeo de tensotildees residuais
bull Parcialmente destrutivas alguns autores como Hilson et al (2009) [36]
defendem que existe uma terceira categoria que eacute caracterizada pelo dano na
peccedila poreacutem com possibilidade de utilizaccedilatildeo da amostra como ilustra a Figura
11
Figura 11 Classificaccedilatildeo dos processos de mediccedilatildeo de tensotildees residuais [37]
22
Aleacutem dos danos causados no material outros fatores devem ser levados em
consideraccedilatildeo ao escolher a teacutecnica adequada Satildeo eles [27]
bull Fatores relativos a praticidade custo e disponibilidade do equipamento
portabilidade velocidade de mediccedilatildeo existecircncia de procedimento padronizado e
niacutevel de habilidade requerida do operador
bull Fatores relativo ao material classe do material que pode ser analisado por uma
teacutecnica particular preparaccedilatildeo preacutevia da superfiacutecie e necessidade de propriedades
especiacuteficas
bull Fatores relativos a mediccedilatildeo resoluccedilatildeo penetraccedilatildeo tipo de tensatildeo detectada
gradiente de tensatildeo incerteza e aacuterea ou volume de anaacutelise
A maioria das teacutecnicas existentes satildeo capazes de medir tensotildees residuais do tipo I
Poreacutem somente algumas como difraccedilatildeo de raios-X possuem a resoluccedilatildeo necessaacuteria para
medir tensotildees residuais de tipo II E mesmo com bons niacuteveis de resoluccedilatildeo as incertezas das
mediccedilotildees podem ser elevadas chegando a 30 do valor medido [27] Um resumo desses
fatores estaacute descrito na Tabela 4
Tabela 4 Teacutecnicas e caracteriacutesticas para determinaccedilatildeo da tensatildeo residual [27 Modificado] [27]
Teacutecnica Velocidade Penetraccedilatildeo Aacuterea de anaacutelise
Resoluccedilatildeo Tipo de Tensatildeo
Furos Cego
Raacutepida Meacutedia
Igual ao tamanho do furo
1-2 mm diacircmetro
50 -100 microm I
Difraccedilatildeo de Raio-X
Raacutepida Meacutedia
Ateacute 1 mm 01 ndash 1 mmsup2 20 microm I e II
Ultrassom Raacutepida gt100 mm 1-400 mmsup2 1 mm I
Magneacutetica Raacutepida 20 a 300 microm gt2 mmsup2 5 mm I
A teacutecnica utilizada nos procedimentos experimentais deste trabalho foi a de difraccedilatildeo
de Raios X Atraveacutes desta teacutecnica a deformaccedilatildeo causada na superfiacutecie eacute obtida pela razatildeo da
variaccedilatildeo da distacircncia interplanar pela distacircncia livre de deformaccedilatildeo Como pode ser
observado na Figura 12 o paracircmetro chamado de distacircncia interplanar eacute representado pela
letra ldquodrdquo Esta distacircncia eacute entatildeo convertida em tensatildeo segundo equaccedilotildees derivadas da teoria
da elasticidade [38] ou seja a variaccedilatildeo da distacircncia entre planos cristalinos induzida pela
presenccedila de tensotildees eacute medida com base na lei de Bragg e as tensotildees satildeo calculadas
23
assumindo-se que a distorccedilatildeo ocorre no regime elaacutestico Desta forma somente a parte elaacutestica
do campo de deformaccedilotildees eacute medida uma vez que a deformaccedilatildeo plaacutestica natildeo afeta os
paracircmetros cristalinos Como dito anteriormente esta eacute uma teacutecnica natildeo destrutiva e como a
maioria das teacutecnicas natildeo destrutivas eacute limitada agraves camadas superficiais na ordem de 10 microm
[35]
Figura 12 Difraccedilatildeo de raios-X em cristais simples carregados e descarregados [39]
Bragg descreve a difraccedilatildeo de raios X no estado inicial natildeo deformado como uma
reflexatildeo segundo alguns planos cristalinos Estes planos possuem uma distacircncia ldquodrdquo chamada
de distacircncia interplanar Um feixe paralelo de raios-X de comprimento de onda λ que incide
na superfiacutecie deste material com um acircngulo de incidecircncia θ iraacute sofrer uma difraccedilatildeo sob o
mesmo acircngulo θ desde que a equaccedilatildeo de Bragg seja satisfeita (equaccedilatildeo 31)
119899 = 2119889 ∙ 119904119890119899120579 (31)
24
Entatildeo ao utilizar um feixe de raios-X monocromaacuteticos (λ = constante) o valor do
acircngulo θ referente a uma intensidade maacutexima de difraccedilatildeo depende somente da distacircncia
interplanar ldquodrdquo
A derivada da expressatildeo de Bragg indica que
∆119889
119889+
119888119900119904120579
119904119890119899120579∙ ∆120579 = 0 (32)
120576 = minus∆120579 ∙ cot 119892120579 (33)
∆120579 = 120579119888119900119898 119905119890119899119904atilde119900 minus 120579119904119890119898 119905119890119899119904atilde119900 (34)
Medindo ∆120579 pode-se calcular a deformaccedilatildeo e consequentemente a respectiva tensatildeo
residual Vaacuterios meacutetodos satildeo propostos para determinaccedilatildeo das deformaccedilotildees segundo a
difraccedilatildeo de raiosndashX [39] [40] Poreacutem no escopo deste trabalho seraacute tratado somente o meacutetodo
do sensup2 Segundo Bordinassi et al (2006) [34] este meacutetodo tem sua maior aplicabilidade
quando se busca maior exatidatildeo nas medidas cujas amostras possuem um certo grau de
textura Este meacutetodo nada mais eacute que a adequaccedilatildeo da Equaccedilatildeo 33 utilizando coordenadas
polares (Figura 13) ao estado real de tensotildees que resulta em
120576(120593) = cot 119892120579 ∙ (120579120593 minus 120579119900) (35)
Figura 13 Sistema de coordenadas polares [41 Modificado] [41]
Sabendo que
25
120576120593 = (1205901 ∙ 1198881199001199042120593 + 1205902 ∙ 1199041198901198992120593)1199041198901198992 minus 120583(1205901 + 1205902 + 1205903)
119864 (36)
Mantendo o acircngulo 120593 fixo e determinando a diferenccedila entre as deformaccedilotildees em duas
direccedilotildees distintas atraveacutes do acircngulo obtemos
120576(1205932) minus 120576(1205931) = cot 119892120579119900 ∙ (1205791205932minus 1205791205931
) (37)
Reescrevendo o primeiro termo da equaccedilatildeo 36 em funccedilatildeo da diferenccedila de deformaccedilatildeo
entre duas direccedilotildees diferentes temos
120576(1205932) minus 120576(1205931) =(1 + 120583) ∙ 120590120593 ∙ (11990411989011989922 minus 11990411989011989921)
119864 (38)
Substituindo o primeiro membro da Equaccedilatildeo 38 pelo segundo membro da equaccedilatildeo 37
obteacutem-se a equaccedilatildeo utilizada na mediccedilatildeo de tensotildees residuais
120590120593 =119864
(1 + 120583)∙ cot 119892120579119900 ∙
(1205791205932minus 1205791205931
)
(11990411989011989922 minus 11990411989011989921) (38)
O graacutefico da Figura 14 eacute obtido pela plotagem das variaccedilotildees dos acircngulos de difraccedilatildeo
2θ com as variaccedilotildees dos acircngulos de incidecircncia dos raios-X Podemos observar a partir da
equaccedilatildeo 38 que a tensatildeo residual eacute diretamente proporcional agrave derivada de 2θ em funccedilatildeo de
sensup2ψ
Figura 14 Estado de tensatildeo do material em funccedilatildeo do declive da curva 2θ x sensup2ψ [41]
26
Capiacutetulo 3
Materiais e Meacutetodos
A realizaccedilatildeo do procedimento experimental teve algumas fases dentre as quais pode-
se citar a preparaccedilatildeo das amostras torneamento em alta velocidade mediccedilatildeo das tensotildees
residuais superficiais por difraccedilatildeo de raios-x e anaacutelise dos resultados Os itens subsequentes
descrevem em detalhes todos os meacutetodos equipamentos e procedimentos utilizados neste
trabalho
31 ndash Material
O material utilizado na confecccedilatildeo das amostras foi o accedilo SAE 4140 cuja a dureza
medida foi de aproximadamente 15 HRc Este accedilo foi adquirido em barras de duas polegadas
de diacircmetro por 120 mm de comprimento e em cada barra foi confeccionado 4 amostras
conforme a Figura 15
Figura 15 Representaccedilatildeo esquemaacutetica das amostras
27
32 ndash Preparaccedilatildeo das amostras
A amostra foi usinada no torno mecacircnico convencional do Laboratoacuterio de Pesquisa em
Usinagem (LABUS) do Centro Federal de Ensino Tecnoloacutegico Celso Suckow da Fonseca
(CEFET ndash RJ Maracanatilde) conforme a Figura 16 Na operaccedilatildeo foi utilizado fluido de corte
para tentar amenizar a influecircncia desta usinagem no resultado final
Figura 16 Torno utilizado na preparaccedilatildeo da amostra
A partir dos resultados obtidos das tensotildees residuais apoacutes a usinagem no torno
convencional constatou-se que as medidas foram muito aleatoacuterias devido ao desgaste da
ferramenta utilizada e entatildeo optou-se por realizar um tratamento teacutermico de aliacutevio de tensotildees
(TTAT) para evitar que os resultados da usinagem principal fossem influenciados pela
operaccedilatildeo anterior As amostras foram aquecidas agrave uma taxa de aproximadamente 175 ordmC
min Apoacutes atingida e estabilizada a temperatura de 600degC a amostra permaneceu nesta
condiccedilatildeo por 2 horas sendo posteriormente resfriada no forno Os valores das tensotildees foram
medidos novamente apoacutes o tratamento
28
33 ndash Torneamento em Alta Velocidade
O torno utilizado nas operaccedilotildees em alta velocidade foi o centro de torneamento Romi
modelo Centur 30D conforme apresenta a Figura 17 capaz de operar em uma faixa em
velocidades entre 4 a 4000 rpm e com potecircncia de 10 CV
Figura 17 CNC Romi Centur 30D
De acordo com as caracteriacutesticas do torno foram escolhidos os paracircmetros mostrados
na Tabela 5 que podem se enquadrar no regime de torneamento em alta velocidade A
profundidade de corte (ap) tambeacutem foi modificada entre as condiccedilotildees [33] Entatildeo o
torneamento das amostras foi fundamentado em um experimento fatorial de quatro
combinaccedilotildees sendo duas repeticcedilotildees para cada combinaccedilatildeo Foi usado um avanccedilo (a)
constante para todas as condiccedilotildees de 02 mmrot A programaccedilatildeo utilizada pode ser
encontrada no Anexo A
Tabela 5 Tabela das Condiccedilotildees
Condiccedilatildeo A B Vc [mmin] ap [mm]
1 -1 -1 500 01
2 -1 1 500 02
3 1 -1 600 01
4 1 1 600 02
29
Onde
Fatores A Velocidade de Corte (Niacuteveis 119881minus1 = 500 119898119898119894119899 e 119881+1 = 600 119898119898119894119899)
B Profundidade de Corte (Niacuteveis 119865minus1 = 01 119898119898 ou 119865+1 = 02 119898119898)
Tratamentos
119881minus1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 02 mm
119881minus1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 02 mm
Unidade
Experimental Mega Pascal
As ferramentas utilizadas foram os insertos VBMT 160408-PM4325 da Sandvik com
geometria mostrada na Figura 18 Para cada condiccedilatildeo foi utilizado um soacute gume de corte para
garantir a uniformidade da aresta de corte e evitar que o desgaste da ferramenta influenciasse
nos resultados finais A Tabela 6 fornece as principais caracteriacutesticas do inserto
Figura 18 Insertos utilizados no torneamento
Tabela 6 Propriedades do inserto
Tamanho Efetivo da aresta de corte (LE) 15806 mm
Diacircmetro ciacuterculo inscrito (IC) 9525 mm
Raio da ponta (RE) 0794 mm
Espessura (S) 4763 mm
30
34 ndash Mediccedilatildeo das tensotildees residuais
As mediccedilotildees de tensotildees residuais foram realizadas no Laboratoacuterio de Anaacutelise de
Tensotildees (LAT) do Departamento de Engenharia Mecacircnica da Universidade Federal
Fluminense (UFF) A teacutecnica adotada foi a de tensometria por difraccedilatildeo de raios-X utilizando-
se o equipamento de anaacutelise de tensotildees da Stressrad (Figura 19)
Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra
As amostras foram medidas em duas direccedilotildees longitudinal (L) e circunferencial copy
conforme detalha a Figura 20 Os seguintes paracircmetros foram adotados
Radiaccedilatildeo Crκα (λ=22809Å) difratando o plano cristalograacutefico (211) da ferrita
Acircngulo de difraccedilatildeo de ferrita (2θ) 1562ordm
Acircngulos Ψ 0ordm 21ordm 30ordm 38ordm 45ordm
Tempo de exposiccedilatildeo ao Raio-X 45s para cada acircngulo Ψ
FONTE DE ALTA TENSAtildeO
AMOSTRA SOFTWARE
TUBO DE Crκα
GONIOcircMETRO
31
Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial
A rugosidade superficial das amostras foi medida com o rugosiacutemetro da Taylor
Hobson Precision Surtronic 25 (Figura 21) As mediccedilotildees foram feitas em pontos distintos da
amostra no sentido longitudinal procurando obter o resultado que melhor representasse a
rugosidade real das amostras Foram realizadas 7 medidas em cada amostra
O paracircmetro adotado foi a rugosidade meacutedia (Ra) na qual o comprimento de mediccedilatildeo
foi de L= 400 e o de amostragem igual a La = 08mm O raio da ponta do apalpador eacute de
5microm conferindo ao equipamento uma resoluccedilatildeo de 001microm com precisatildeo de 2 do valor
medido
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson
32
Capiacutetulo 4
Resultados e discussotildees
As anaacutelises inicias foram com base nos valores de tensatildeo residuais (TR) sendo as
medidas realizadas apoacutes a preparaccedilatildeo das amostras mas devido a heterogeneidade
apresentada pelas mesmas foi realizado um TTAT Apoacutes o tratamento teacutermico obteve-se uma
meacutedia de -144 MPa nas tensotildees residuais longitudinais (L) e de -142 MPa na direccedilatildeo
circunferencial (C) com erro de aproximadamente 15 MPa Apoacutes a usinagem principal as
tensotildees residuais foram medidas novamente e a Tabela 7 apresenta os valores obtidos em
todas as amostras
Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem
Condiccedilatildeo Amostra Tensatildeo Residual [MPa]
Longitudinal (L) Circunferencial (C)
1 2D -183 plusmn 20 435 plusmn 31
2C 67 plusmn 1 550 plusmn 16
2 2B -162 plusmn 33 498 plusmn 0
2A 179 plusmn 25 508 plusmn 101
3 1D -260 plusmn 75 291 plusmn 41
1C -90 plusmn 0 405 plusmn 33
4 1B 97 plusmn 23 369 plusmn 1
1A 125 plusmn 6 262 plusmn 8
A Figura 22 mostra os valores das tensotildees residual nas direccedilotildees circunferencial e longitudinal
respectivamente Com base nos graacuteficos nota-se que o comportamento das TR
circunferenciais eacute homogecircneo e coerente com a literatura [33] onde com valores maiores de
velocidade de corte tem-se uma diminuiccedilatildeo na magnitude das tensotildees trativas Entretanto na
longitudinal haacute muita heterogeneidade nos valores o que torna difiacutecil a anaacutelise dos resultados
nesta direccedilatildeo
33
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Longitudinal
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
1 2 3 4Condiccedilotildees
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Condiccedilotildees
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial
A Tabela 8 apresenta a meacutedia das tensotildees para cada condiccedilatildeo tanto na direccedilatildeo
longitudinal quanto na transversal a fim de analisar a influecircncia de cada paracircmetro nas
tensotildees residuais gerados no torneamento Conforme valores apresentados as tensotildees
superficiais circunferenciais encontram-se no estado de traccedilatildeo enquanto as tensotildees na direccedilatildeo
longitudinal apresentam um misto de compressatildeo e traccedilatildeo
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual
Condiccedilatildeo Tensotildees residuais (MPa)
C L
1 4925 plusmn 5 -58 plusmn 3
2 503 plusmn 7 85 plusmn 5
3 348 plusmn 6 -175 plusmn 6
4 3155 plusmn 2 111 plusmn 4
34
Avaliando o graacutefico da Figura 23 eacute possiacutevel observar uma clara reduccedilatildeo nos valores
das tensotildees quando passamos do regime de velocidade de 500mmin (condiccedilotildees 1 e 2) para o
de 600mmin (condiccedilotildees 3 e 4) Isto sugere que a tendecircncia da tensatildeo residual eacute reduzir seu
valor com o aumento da velocidade de corte conforme previsto na literatura [33] para
condiccedilotildees de transiccedilatildeo baixa-alta velocidade de corte Este comportamento sugere que a
condiccedilatildeo um e dois encontram-se no limiar do regime de altas velocidades
Com relaccedilatildeo ao efeito da profundidade nota-se que o comportamento das tensotildees
residuais eacute resultado da combinaccedilatildeo entre profundidade e velocidade Quando se tem
velocidades de corte maior o aumento da profundidade tende a diminuir os valores das
tensotildees ou seja aumenta o efeito da deformaccedilatildeo plaacutestica sobre o gradiente teacutermico o que natildeo
eacute evidente para velocidades menores
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Profundidade
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial
Na direccedilatildeo longitudinal (Figura 24) percebe-se uma amplificaccedilatildeo do efeito da
profundidade de corte na tensatildeo residual com o aumento da velocidade de corte Para as
amostras que foram submetidas agrave maior velocidade de corte ocorreu um aumento expressivo
da diferenccedila dos valores de tensotildees residuais encontrados em funccedilatildeo de uma mesma
profundidade de corte utilizada Contudo considerando o desvio padratildeo entre as medidas natildeo
35
se pode concluir qual a tendecircncia das TR na direccedilatildeo longitudinal com essa quantidade de
amostras pois haacute muita heterogeneidade nas medidas
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
LongitudinalT
ensatilde
o R
esid
ual (
MP
a)
Profundidade
Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal
Com relaccedilatildeo agrave rugosidade a literatura [10] descreve que com o aumento da velocidade
de corte ocorre uma diminuiccedilatildeo dos valores meacutedios de rugosidade enquanto que o aumento
da profundidade de corte acarreta em valores maiores de rugosidade apesar deste uacuteltimo natildeo
impactar tanto nos resultados Analisando os valores de rugosidade apresentados na Figura 25
em conjunto com a Figura 26 nota-se que os menores valores meacutedios de rugosidade foram
obtidos para os maiores valores de velocidade de corte (condiccedilotildees 3 e 4) Contudo tambeacutem
fica claro que existe uma inconsistecircncia dos valores apresentados na condiccedilatildeo dois O valor
esperado para esta condiccedilatildeo era seguir a tendecircncia das condiccedilotildees trecircs e quatro ou seja o valor
meacutedio de rugosidade da condiccedilatildeo dois deveria ser da mesma magnitude do valor da condiccedilatildeo
um poreacutem superior assim como o da condiccedilatildeo quatro eacute maior do que o da condiccedilatildeo trecircs
36
01 0223
24
25
26
27
28
29
30Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Profundidade
Vc = 500 [mmin] Vc = 600 [mmin]
Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade
1 2 3 423
24
25
26
27
28
29
30 Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Condiccedilatildeo
Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial
Analisando a Figura 27 eacute perceptiacutevel que o aumento da profundidade de corte
ocasionou resultados com tensotildees longitudinais de natureza trativa Isso pode ser relacionado
37
com um possiacutevel fator teacutermico imposto pela maior profundidade de corte sendo mais
evidente com maiores valores de velocidade de corte Entretanto quando se compara tensotildees
residuais com rugosidade novamente natildeo haacute como chegar a conclusotildees
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
1 2 3 4
Longitudinal
Condiccedilotildees
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
24
26
28
30
Rug
osid
ade
(μm
)
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
6
Figura 2 Curva de dureza em funccedilatildeo da temperatura de revenido do accedilo 4140 (esquerda)
Tenacidade em funccedilatildeo da temperatura de revenimento para o accedilo 4140 revenido por uma hora
(direita) [8]
22 ndash Torneamento
O ato de trabalhar uma peccedila bruta com maacutequinas-ferramenta para conferir-lhe a forma
final desejada em especiacutefico envolvendo a retirada de material se chama usinagem Dentro
deste escopo existem diferentes processos como fresamento retificaccedilatildeo furaccedilatildeo
mandrilamento brochamento roscamento torneamento entre outros [9]
As peccedilas metaacutelicas fabricadas pelos processos metaluacutergicos convencionais - como
fundiccedilatildeo forjamento e etc ndash geralmente apresentam superfiacutecies grosseiras e que em alguns
casos exigem um determinado acabamento Por outro lado os processos citados nem sempre
permitem obter certas peculiaridades como saliecircncias ou reentracircncias furos rosqueados e
furos passantes por exemplo Assim a usinagem se torna necessaacuteria principalmente onde
essas geometrias natildeo conseguem ser alcanccediladas por outros tipos de processos de fabricaccedilatildeo
Dentre os processos de usinagem o torneamento eacute o processo de fabricaccedilatildeo mecacircnica
responsaacutevel em geral pela fabricaccedilatildeo de peccedilas de revoluccedilatildeo [10]
7
O torneamento eacute a operaccedilatildeo por intermeacutedio da qual um soacutelido indefinido eacute feito girar
ao redor do eixo da maacutequina operatriz denominada torno ao mesmo tempo que a ferramenta
de corte lhe retira material perifericamente de modo a transformaacute-lo numa peccedila bem definida
tanto em relaccedilatildeo agrave forma quanto as dimensotildees Como todos os trabalhos executados com
maacutequinas-ferramenta o torneamento ocorre mediante a retirada progressiva de material
(cavaco) da peccedila trabalhada por uma ferramenta de corte que deve ter uma dureza superior agrave
do material a ser cortado e possuir um soacute gume cortante [10]
As operaccedilotildees de usinagem podem ser divididas em desbaste e acabamento No
desbaste natildeo existe preocupaccedilatildeo com a qualidade da superfiacutecie uma vez que a prioridade eacute a
retirada de grande volume de material Jaacute no acabamento a prioridade estaacute em obter uma boa
rugosidade superficial e uma boa aparecircncia da superfiacutecie ou entatildeo o que estiver especificado
em projeto [9]
No torneamento a ferramenta penetra na peccedila cujo movimento rotativo ao redor de
seu eixo permite o corte contiacutenuo e regular do material A forccedila necessaacuteria para retirar o
cavaco eacute feita sobre a peccedila enquanto a ferramenta firmemente presa ao porta-ferramenta
contrabalanccedila a reaccedilatildeo dessa forccedila Para realizar o torneamento satildeo necessaacuterios trecircs
movimentos relativos entra a peccedila e a ferramenta (Figura 3)
bull Movimento de corte eacute o movimento principal que permite cortar o material O
movimento eacute rotativo e realizado pela peccedila
bull Movimento de avanccedilo eacute o movimento que desloca a ferramenta
longitudinalmente agrave peccedila
bull Movimento de penetraccedilatildeo eacute o movimento que determina a profundidade de
corte ao deslocar a ferramenta radialmente contra a peccedila e assim regular a
profundidade de corte do passe e a espessura do cavaco
Figura 3 Representaccedilatildeo esquemaacutetica de torneamento [11 Modificado] [11]
MOVIMENTO DE
PENETRACcedilAtildeO
MOVIMENTO
DE AVANCcedilO
MOVIMENTO DE
CORTE
8
Assim como nos outros processos de usinagem o que define como a operaccedilatildeo de
torneamento a ser realizada satildeo os paracircmetros da usinagem Esses paracircmetros precisam ser
bem estudados e definidos para o torneamento produzir peccedilas em conformidade com o projeto
e ao mesmo tempo preservar ao maacuteximo a ferramenta de corte Para o torneamento pode-se
definir como principais paracircmetros de corte [12]
bull Velocidade de Corte (Vc) velocidade perifeacuterica da ponta da ferramenta na peccedila
conforme mostrado na Equaccedilatildeo 21
119881119888 =
120587 lowast 119889 lowast 119899
1000(
119898
119898119894119899)
(21)
d = diacircmetro em mm
n = rotaccedilatildeo em rpm
bull Avanccedilo (a) Deslocamento que a ferramenta faz em uma volta da peccedila O avanccedilo
eacute dado por mmrot
bull Velocidade de avanccedilo (Va) Medida do deslocamento que a ferramenta faz por
unidade de tempo conforme mostrado na Equaccedilatildeo 22
119881119886 = 119886 lowast 119899 (119898119898
119898119894119899)
(22)
bull Profundidade de corte (p) Medida linear da penetraccedilatildeo que a ferramenta faz na
peccedila em cada passe conforme mostrado na Equaccedilatildeo 23
119901 =
119863 minus 119889
2(119898119898)
(23)
D = diacircmetro inicial em mm (antes do passe)
d = diacircmetro final em mm (apoacutes o passe)
A busca por aumento de produtividade nos processos de usinagem vem de longa data
Taylor procurava melhorar o material usado para confeccionar as ferramentas de corte e seus
estudos renderam o desenvolvimento dos accedilos raacutepidos para ferramentas de corte Com a
criaccedilatildeo deste material se tornou possiacutevel elevar a velocidade da usinagem sem trazer grandes
prejuiacutezos agraves ferramentas e assim aumentar a produtividade do processo [13]
9
Com o decorrer dos anos diversas outras contribuiccedilotildees surgiram para poder fazer a
usinagem com velocidades de corte cada vez mais elevadas Essas contribuiccedilotildees foram em
diferentes aacutereas como os materiais para as ferramentas e na elaboraccedilatildeo de maacutequinas-
ferramentas que fossem capazes de suportar tamanhas velocidades e consequentemente as
solicitaccedilotildees que esse tipo de usinagem impotildee na maacutequina [13]
A usinagem em alta velocidade de corte ou HSM (High Speed Machining) ou HSC
(High Speed Cutting) eacute reconhecida como uma importante tecnologia de usinagem em
desenvolvimento e implantaccedilatildeo Esse modo de operaccedilatildeo tem como principal vantagem a
possibilidade de executar usinagem com velocidades de corte cinco a dez vezes maiores do
que as normalmente utilizadas e com avanccedilo e profundidade de corte menores do que os
adotados na usinagem convencional Embora possa ser utilizada em operaccedilotildees de desbaste a
sua aplicaccedilatildeo eacute sobretudo indicada para semi-acabamento e acabamento [14]
A definiccedilatildeo de ldquoalta velocidade de corterdquo eacute relativa pois essa definiccedilatildeo diz respeito ao
material a ser usinado da ferramenta de corte e do processo de usinagem Isto significa dizer
que dependendo da configuraccedilatildeo da operaccedilatildeo ela pode ser considerada em alta velocidade
para um material e baixa para outro por exemplo com uma ferramenta de accedilo raacutepido para
usinagem de um material de baixa resistecircncia os valores dos paracircmetros podem ser
aumentados jaacute para a usinagem de materiais de elevadas resistecircncias esses mesmos
paracircmetros satildeo reduzidos para preservar a peccedila e a ferramenta de corte [13] Por mais incerto
que ainda seja definir quais paracircmetros satildeo considerados alta velocidade Muumlller e Soto 1999
[15] estipularam faixas de velocidades de corte e sua caracterizaccedilatildeo conforme a Figura 4
Figura 4 Faixa de velocidade de corte para diversas operaccedilotildees de usinagem [15
Modificado][15]
10
A seleccedilatildeo cuidadosa dos paracircmetros de corte corretos de usinagem tem forte influecircncia
na obtenccedilatildeo de uma boa integridade superficial Este termo foi primeiramente discutido por
Field e Kahles et al (1964) [16] para eles a Integridade Superficial eacute um meio de definir os
aspectos superficiais em termos da performance de um componente em serviccedilo
Adicionalmente segundo Griffths et al (1989) [17] tambeacutem tem valor topoloacutegico mecacircnico
quiacutemico e metaluacutergico como rugosidade variaccedilotildees de dureza mudanccedilas microestruturais e
tensotildees residuais
Para os processos de usinagem a rugosidade tem grande importacircncias pois a mesma eacute
fundamental para o controle da qualidade das peccedilas produzidas A rugosidade pode ser
definhada como a topografia em escala microscoacutepica apoacutes um processo de retirada de material
como a usinagem Os fatores que contribuem com a rugosidade normalmente estatildeo mais
relacionados com os paracircmetros de processo do que com o maquinaacuterio Alguns exemplos satildeo
marcas deixadas pela ferramenta devido a fragmentos ou ao gume de corte geraccedilatildeo de
rebarba do material durante o corte forma geomeacutetrica da ferramenta quebra de cavaco entre
outros [9]
Dentre os paracircmetros utilizados na avaliaccedilatildeo da rugosidade o mais comumente
empregado eacute o da rugosidade meacutedia (Ra) [18] Tal paracircmetro eacute obtido atraveacutes da meacutedia
aritmeacutetica do perfil da superfiacutecie em relaccedilatildeo a uma linha meacutedia definida atraveacutes de um
comprimento de amostra [19] [20] Segundo Machado et al (2009) [9] outro paracircmetro
largamente utilizado eacute o da rugosidade Total (Rt) que consiste na distacircncia total entre o maior
pico e o vale mais profundo A Figura 5 mostra a representaccedilatildeo graacutefica de ambos os
paracircmetros Ra e Rt
Figura 5 Rugosidades Ra e Rt [21]
11
Segundo Griffths et al (2001) [12] o torneamento produz efeitos termomecacircnicos
que estatildeo diretamente relacionados agrave integridade superficial da peccedila usinada O efeito
mecacircnico adveacutem principalmente das tensotildees de cisalhamentos desenvolvidas no processo
sendo estas distribuiacutedas em trecircs zonas A chamada zona primaacuteria ocorre na peccedila a medida que
o material eacute removido e convertido em cavaco a secundaacuteria fica localizada na parte inferior
do cavaco a medida que este eacute forccedilado contra a ferramenta e a terciaacuteria ocorre na parte
inferior da ferramenta agrave medida que esta eacute arrastada sobre o material receacutem cortado As
tensotildees primaacuterias e terciaacuterias afetam a superfiacutecie da peccedila cortada jaacute a secundaacuteria natildeo como
mostra a Figura 6 [12]
Adicionalmente pode-se relacionar essas zonas com os raios da ponta das ferramentas
e seu desgaste na integridade superficial da peccedila Em uma ferramenta afiada a ponta da
ferramenta tem um raio de tiacutepico de 8 microm Com o uso da ferramenta e sua degradaccedilatildeo o raio
da ponta aumenta levando a uma planificaccedilatildeo da face da ferramenta em contato com a peccedila e
aumentado os valores do acircngulo de inclinaccedilatildeo Com este aumento o material que se encontra
na ponta da ferramenta eacute forccedilado para frente e comprimido contra a superfiacutecie do material
Quando o acircngulo de inclinaccedilatildeo chega a um valor criacutetico segundo Griffths et al (2001) [12]
maior que -75deg a ferramenta deixa de cortar e passa a criar protuberacircncias no material
degradando a integridade superficial do mesmo
Figura 6 Zonas de esforccedilo cisalhante na ferramenta durante o torneamento [12 Modificado]
[12]
Ainda com relaccedilatildeo ao raio da ponta da ferramenta e seu desgaste sabe-se que
ferramentas afiadas geram temperaturas comparativamente menores que uma natildeo afiada
Segundo Griffths et al (2001) [12] uma ferramenta gasta pode gerar temperaturas proacuteximas a
700degC dependendo dos paracircmetros de corte aplicados Considerando que a temperatura de
12
transformaccedilatildeo microestrutural de algumas fases presentes em peccedilas de accedilo estaacute em torno de
723degC pode-se concluir que a usinagem nessas condiccedilotildees pode resultar em transformaccedilatildeo de
fase
Todos estes fatores contribuem para a geraccedilatildeo de tensotildees residuais associadas a um
material torneado Entatildeo pode-se concluir que estas tensotildees podem apresentar diferentes
perfis dependendo de quatildeo gasta a ferramenta estaacute da presenccedila de lubrificaccedilatildeo e das
condiccedilotildees de operaccedilatildeo aleacutem de estarem diretamente relacionadas aos paracircmetros de corte
Normalmente o consenso eacute de que se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser
compressivas enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [12]
221 ndash Torneamento do accedilo 4140
Na literatura satildeo encontrados vaacuterios trabalhos que tecircm como objetivo estudar a
influecircncia dos paracircmetros de corte no desgaste das ferramentas de corte e principalmente na
integridade superficial das peccedilas produzidas Em particular os accedilos 4140 tecircm sido
amplamente estudados neste acircmbito tendo em vista sua aplicaccedilatildeo na induacutestria
Ersan Aslan et al (2007) [22] estudaram os efeitos dos paracircmetros de corte do accedilo
AISI 4140 endurecido (63 HRc) com ferramenta de ceracircmica misturada com Al2O3 + TiCN
no torneamento a seco Neste trabalho concluiu que a velocidade de corte foi o uacutenico fator
estatisticamente significante no desgaste da ferramenta e embora natildeo estatisticamente
significante a profundidade de corte teve uma influecircncia fiacutesica na variaccedilatildeo dos resultados
Apesar de inesperado observaram que velocidades elevadas diminuiacuteam o desgaste da
ferramenta e dessa forma concluiu-se que para minimizar o desgaste da ferramenta
velocidades de corte maiores 250 mmin e niacuteveis reduzidos de profundidade de corte 025
ou 050 mm devem ter preferecircncia Tambeacutem foi relatado que soacute duas interaccedilotildees velocidade
de corte e avanccedilo e avanccedilo e profundidade de corte possuiacuteram significacircncia estatiacutestica na
rugosidade superficial Na anaacutelise dos resultados chegou-se ao consenso de que uma
velocidade de corte elevada 250 mmin uma profundidade de corte miacutenima 025 mm e um
avanccedilo intermediaacuterio 010 mmrev minimizava os valores da rugosidade superficial
Sudhansu et al (2015) [23] pesquisaram a rugosidade superficial e o desgaste da
aresta de corte no torneamento severo do AISI 4140 com dureza de 52 HRc com pastilhas de
ceracircmica misturada com Al2O3 + TiCN e revestidas com PVD-TiN Na pesquisa os
paracircmetros usados foram combinaccedilotildees de velocidades de corte de 100 170 e 240 mmin
13
avanccedilos de 005 010 e 015 mmrev e profundidades de corte de 01 02 e 03 mm Apoacutes a
conclusatildeo dos experimentos conseguiram obter uma superfiacutecie com oacutetimo acabamento com o
torneamento severo tendo como conclusatildeo que a rugosidade superficial era afetada
principalmente pelo avanccedilo e que a profundidade de corte teve impacto despreziacutevel a
velocidade de corte teve um efeito negativo para a rugosidade e que quatildeo maior era a
velocidade de corte empregada (acima de 170 mmin) pior era a rugosidade superficial
Assim como Ersan et al (2007) [22] os autores reafirmaram que a velocidade de corte eacute o
fator preponderante sobre o desgaste da aresta da ferramenta de corte e os efeitos da interaccedilatildeo
avanccedilo-profundidade de corte satildeo notavelmente mais significantes em comparaccedilatildeo com o
avanccedilo somente Ressalta-se tambeacutem que embora a influecircncia da profundidade de corte natildeo
ter sido observada como significante estatisticamente o desgaste da aresta eacute uma funccedilatildeo
crescente da profundidade de corte A rugosidade do accedilo AISI 4140 foi uma funccedilatildeo do perfil
da aresta da pastilha ceracircmica revestida com TiN Quando a velocidade de corte era
aumentada o perfil da aresta da ferramenta crescia e isso causou deterioraccedilatildeo da superfiacutecie
trabalhada Apesar do crescimento do perfil da aresta ter chegado ao limite permissiacutevel de 03
mm a rugosidade Ra natildeo excedeu 16 microm
Alajmi et al (2015) [24] fizeram um monitoramento termograacutefico da aresta de corte
de ferramentas revestidas e natildeo revestidas na busca de aprender sobre os paracircmetros de corte
e suas influecircncias nas ferramentas e no aporte teacutermico nas ferramentas Nesse monitoramento
usou-se os paracircmetros de velocidade de corte de 75 e 115 mmin avanccedilo de 018 e 032
mmrev profundidade de corte de 15mm e com velocidades de cortes de 115 e 75 mmin em
diferentes accedilos sendo um deles o 4140 Com base nos ensaios realizados os autores
observaram que a velocidade de corte natildeo teve efeito significante nas temperaturas
observadas diferente do avanccedilo que com a sua reduccedilatildeo resultava em maiores valores de
temperatura Com a deformaccedilatildeo da aresta de corte uma elevaccedilatildeo da temperatura foi
observada provavelmente pela maior aacuterea de contato causada por essa deformaccedilatildeo e a
temperatura produzida pelas ferramentas eram menores quando as ferramentas possuiacuteam
revestimento Observou-se tambeacutem a importacircncia do uso de revestimento nas ferramentas e
sua influecircncia nas temperaturas obtidas conforme apresenta a Tabela 3 e as Figuras 6 e 7
14
Tabela 3 Testes e paracircmetros de ferramentas revestidas e sem revestimento [24 Modificado] [24]
Teste (nuacutemero)
Paracircmetros de corte Velocidade (V)
mmin Avanccedilo (f)
mmrev Profundidade de corte
(d) mm Diacircmetro
(mm) N
(rpm) T1 115 032 15 100 360 T2 115 018 15 100 360 T3 75 032 15 100 250 T4 75 018 15 100 250
Figura 7 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
15
Figura 8 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
Akbar et al (2008) [25] fizeram uma anaacutelise experimental da particcedilatildeo teacutermica no
torneamento a seco do accedilo AISI 4140 aplicando diferentes velocidades de corte incluindo
velocidades convencionais e altas velocidades de torneamento (100 197 314 395 565 628
785 e 880 mmin) O avanccedilo e a profundidade de corte foram mantidos constantes (01
mmrev e 25mm respectivamente) e o comprimento cortado foi limitado a 5mm para
minimizar a variaccedilatildeo que o desgaste da ferramenta poderia trazer Foram usadas duas
ferramentas uma de metal duro sem revestimento e outra com revestimento de TiN
Observou-se uma variaccedilatildeo no comportamento das forccedilas de corte com o aumento da
velocidade corte Variando a velocidade de corte de 100 ateacute 395 mmin a forccedila de corte
diminuiacutea Entretanto na faixa de 395 e 565 mmin essa forccedila cresce junto com a elevaccedilatildeo da
velocidade Em seguida a forccedila torna a diminuir na regiatildeo de altas velocidades acima de 565
mmin
Neste mesmo trabalho revelou-se que para as ferramentas revestidas com TiN as
forccedilas de corte diminuiacuteram gradativamente quando a velocidade aumentava (de 100 ateacute 880
mmin) A medidas experimentais de forccedila de corte e de avanccedilo foram maiores para as
ferramentas natildeo-revestidas em todas as velocidades estudadas Relata-se que este fenocircmeno
pode ser decorrente da reduccedilatildeo da fricccedilatildeo e da adesatildeo com a peccedila que o revestimento de TiN
proporciona A forccedila de avanccedilo tambeacutem reduziu gradualmente com o aumento da velocidade
de corte em todos os testes tanto para as ferramentas com revestimento ou sem
16
23 ndash Tensotildees Residuais
Matsumoto et al (1986) [26] definiram tensatildeo residual como a tensatildeo que permanece
no componente apoacutes a solicitaccedilatildeo termomecacircnica agrave qual foi submetido Sua presenccedila pode ser
uacutetil ou deleteacuteria dependendo da sua natureza trativa ou compressiva e magnitude alta ou
baixa A classificaccedilatildeo atual dos tipos de tensotildees residuais eacute definida quanto a sua abrangecircncia
podendo ser classificadas como Tensotildees Macroscoacutepicas tambeacutem referenciada como Tipo I
Tensotildees Microscoacutepicas chamadas de Tipo II e Tensotildees submicroscoacutepicas ou Tipo III [27]
bull Tensotildees residuais do tipo I Satildeo tensotildees a niacuteveis macroscoacutepicos em uma escala
maior que o tamanho de gratildeo do material
bull Tensotildees residuais do tipo II Satildeo tensotildees microscoacutepicas que variam dentro da
escala de um gratildeo individual Tais tensotildees satildeo esperadas natildeo somente em
materiais com muacuteltiplas microestruturas mas inclusive em materiais que
possuem uma microestrutura uacutenica devido a anisotropia e o comportamento de
cada gratildeo
bull Tensotildees residuais do tipo III Tambeacutem satildeo tensotildees microscoacutepicas poreacutem esta
existe dentro do gratildeo Por isso muitas vezes satildeo chamadas de submicroscoacutepicas
Satildeo essencialmente resultado da presenccedila de descontinuidades e outros defeitos
da estrutura cristalina do material Normalmente vem acompanhada da Tensatildeo
de Tipo II
Na Figura 9 eacute apresentado um diagrama esquemaacutetico que mostra os 3 tipos de tensatildeo
residual (120590119868 120590119868119868 119890 120590119868119868119868) [27]
17
Figura 9 Desenho esquemaacutetico dos tipos de tensatildeo residual [27]
A anaacutelise das tensotildees residuais presentes nos componentes mecacircnicos bem como a
compreensatildeo do comportamento das propriedades mecacircnicas dos materiais quando sujeitos a
campos de tensotildees originados nos processos usinagem eacute de grande importacircncia para diversas
aacutereas Estaacute bem estabelecido que a presenccedila de tensotildees residuais compressivas na superfiacutecie
do material aumenta a sobrevida em fadiga pois a compressatildeo dificulta a nucleaccedilatildeo eou a
propagaccedilatildeo de trincas [28] Em contrapartida tensotildees trativas podem se somar agraves tensotildees de
trabalho mesmo no regime elaacutestico podendo levar a ruptura prematura do componente [29]
231 ndash Tensotildees Residuais em usinagem
As tensotildees residuais satildeo desenvolvidas em qualquer processo termomecacircnico sendo
essas tensotildees classificadas de acordo com sua origem em Teacutermica Quiacutemica e Mecacircnica
Entre as trecircs origens as tensotildees de origem teacutermica em um niacutevel macroscoacutepico satildeo
decorrentes de um aquecimento e resfriamento natildeo uniforme advindas de processos como a
usinagem e tratamentos teacutermicos Adicionalmente restriccedilotildees impostas por peccedilas de grande
volume podem levar ao desenvolvimento de tensotildees elevadas magnitudes devido ao
gradiente teacutermico entre a superfiacutecie e o nuacutecleo da peccedila Um exemplo eacute o processo de tempera
de um accedilo que leva a tensotildees compressivas na superfiacutecie balanceadas com tensotildees trativas no
centro do componente [27]
Tensotildees de origem quiacutemica se desenvolvem devido a mudanccedilas de volume associadas
com reaccedilotildees quiacutemicas precipitaccedilatildeo e transformaccedilatildeo de fase Tratamento quiacutemicos
18
superficiais e revestimento de materiais levam a um gradiente de tensatildeo residual de elevada
magnitude nas camadas superficiais [27] Como exemplo cita-se a nitretaccedilatildeo que tende a gerar
tensotildees compressivas na regiatildeo de difusatildeo por causa da expansatildeo estrutural e precipitaccedilatildeo de
nitretos [30]
O escoamento plaacutestico natildeo homogecircneo tambeacutem resulta em campos de tensatildeo residual
neste caso de origem mecacircnica Essas tensotildees podem se desenvolver de forma natural durante
o processo de fabricaccedilatildeo ou tratamento teacutermico dos materiais podendo ser tambeacutem
introduzidas de forma deliberada para o desenvolvimento de um perfil especiacutefico de tensatildeo
[27] Seja qual for o processo de usinagem de materiais metaacutelicos iraacute causar tensotildees residuais
que podem alcanccedilar valores proacuteximos ao limite de escoamento do material e influenciar na
vida em serviccedilo de componentes mecacircnicos Portanto definir o processo adequado para cada
aplicaccedilatildeo requer a previsatildeo de quatildeo elevada seraacute a tensatildeo residual gerada em funccedilatildeo dos
paracircmetros envolvidos no do processo utilizado [31]
Pesquisadores concordam que as tensotildees residuais de um componente satildeo um
conjunto das trecircs fontes de tensatildeo residual Muito dificilmente um componente soacute teraacute sido
submetido agrave processos que soacute resultem de uma soacute fonte de tensatildeo residual Especificamente
na usinagem os paracircmetros de corte utilizados na usinagem como velocidade de corte
velocidade de avanccedilo profundidade de corte aleacutem do estado da ferramenta e tipo de
lubrificaccedilatildeo empregadas podem levar a uma variaccedilatildeo significativa da taxa de produccedilatildeo e
tambeacutem nas tensotildees residuais presentes no componente usinado [32] Em geral o consenso eacute
de que na usinagem se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser compressivas
enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [14] Contudo Matsumoto et
al (1986) [26] afirmam que em funccedilatildeo da dureza do material a usinagem pode promover
tensotildees residuais de compressatildeo ou de traccedilatildeo Por exemplo para os accedilos de baixa dureza a
tensatildeo residual eacute trativa e para os accedilos com elevada dureza a tensatildeo residual eacute compressiva
232 ndash Tensotildees Residuais em torneamento
O estudo sobre tensotildees residuais em usinagem em particular no torneamento
aumentou nos uacuteltimos anos A necessidade de ganhar produtividade leva os setores de
usinagem a empregar paracircmetros de corte cada vez mais severos o que tende a mudar
19
significativamente o estado das tensotildees residuais principalmente as superficiais nos
componentes usinados
Capello et al (2004) [32] fizeram um estudo comparando a influecircncia dos paracircmetros
de corte no torneamento de diferentes materiais nas tensotildees residuais obtidas Nesse trabalho
foi utilizada uma velocidade de corte fixa e quatro paracircmetros distintos profundidade de
corte avanccedilo raio da ponta da ferramenta e acircngulo de entrada para 3 accedilos diferentes Um accedilo
com propriedades mecacircnicas elevadas (39NiCrMo3) o segundo com propriedades
intermediaacuterias (C45 steel) e o terceiro com propriedades baixas (Fe370) Pelos resultados
obtidos foi verificado que os paracircmetros que se expressavam mais nas tensotildees residuais
foram o avanccedilo colocado na maacutequina e o raio da ferramenta Com a elevaccedilatildeo do valor do
avanccedilo e com o aumento do raio da ferramenta as tensotildees geradas resultantes se
pronunciavam com caraacuteter trativo
Garcia et al (2012) [33] realizaram um estudo sobre o efeito dos paracircmetros de corte
na geraccedilatildeo das tensotildees residuais superficiais no torneamento de um accedilo AISI 4340 Como
principais conclusotildees esse trabalho mostrou que com o aumento da velocidade de corte as
tensotildees residuais tendiam a serem menos trativas Contudo as tensotildees residuais tendem a ser
mais trativas com o aumento do avanccedilo possivelmente em virtude do aumento da temperatura
de corte e a rugosidade superficial tambeacutem se elevava Logo a integridade superficial
piorava com o aumento do avanccedilo de corte A Figura 10 mostra as curvas obtidas nas direccedilotildees
de avanccedilo (longitudinal) e direccedilatildeo de corte (circunferencial) onde eacute possiacutevel observar o
comportamento trativo das tensotildees residuais Esses dados indicando que os fatores (teacutermico
deformaccedilatildeo plaacutestica e de transformaccedilatildeo fase) responsaacuteveis pela geraccedilatildeo das tensotildees
superficiais mudam de acordo com o campo da velocidade de corte empregado Neste caso
para velocidades menores o fator mais expressivo eacute a temperatura que gera tensotildees teacutermicas
de traccedilatildeo e para velocidades mais elevadas as tensotildees geradas pela transformaccedilatildeo de fase
eou de deformaccedilatildeo plaacutestica eram as que adquiriam maior importacircncia
20
Figura 10 Tensotildees residuais medidas na direccedilatildeo de longitudinal (a) e na direccedilatildeo
circunferencial (b) [33]
21
233 ndash Tensometria por difraccedilatildeo de Raios-X
Existem diversas teacutecnicas experimentais de se obter os valores de tensatildeo residual
Bordinassi et al (2006) [34] citam que atualmente os dois meacutetodos mais utilizados satildeo o do
furo cego e a tensometria por difraccedilatildeo de raios-X sendo este uacuteltimo o mais utilizado dentre os
dois Martins et al (2004) [35] afirmam tambeacutem que o meacutetodo por difraccedilatildeo de raios-X
apresenta os melhores resultados quando comparado com o meacutetodo micromagneacutetico e
meacutetodo do furo Todas essas teacutecnicas podem ser classificadas de acordo com o niacutevel de dano
introduzido no material em [36]
bull Destrutivas processos que para obtenccedilatildeo das informaccedilotildees de deformaccedilatildeo
necessaacuterias para a anaacutelise das tensotildees residuais comprometem ou
impossibilitam o uso da amostra analisada
bull Natildeo destrutivos natildeo precisam da remoccedilatildeo material e natildeo provocam qualquer
tipo de dano durante a mediccedilatildeo de tensotildees residuais
bull Parcialmente destrutivas alguns autores como Hilson et al (2009) [36]
defendem que existe uma terceira categoria que eacute caracterizada pelo dano na
peccedila poreacutem com possibilidade de utilizaccedilatildeo da amostra como ilustra a Figura
11
Figura 11 Classificaccedilatildeo dos processos de mediccedilatildeo de tensotildees residuais [37]
22
Aleacutem dos danos causados no material outros fatores devem ser levados em
consideraccedilatildeo ao escolher a teacutecnica adequada Satildeo eles [27]
bull Fatores relativos a praticidade custo e disponibilidade do equipamento
portabilidade velocidade de mediccedilatildeo existecircncia de procedimento padronizado e
niacutevel de habilidade requerida do operador
bull Fatores relativo ao material classe do material que pode ser analisado por uma
teacutecnica particular preparaccedilatildeo preacutevia da superfiacutecie e necessidade de propriedades
especiacuteficas
bull Fatores relativos a mediccedilatildeo resoluccedilatildeo penetraccedilatildeo tipo de tensatildeo detectada
gradiente de tensatildeo incerteza e aacuterea ou volume de anaacutelise
A maioria das teacutecnicas existentes satildeo capazes de medir tensotildees residuais do tipo I
Poreacutem somente algumas como difraccedilatildeo de raios-X possuem a resoluccedilatildeo necessaacuteria para
medir tensotildees residuais de tipo II E mesmo com bons niacuteveis de resoluccedilatildeo as incertezas das
mediccedilotildees podem ser elevadas chegando a 30 do valor medido [27] Um resumo desses
fatores estaacute descrito na Tabela 4
Tabela 4 Teacutecnicas e caracteriacutesticas para determinaccedilatildeo da tensatildeo residual [27 Modificado] [27]
Teacutecnica Velocidade Penetraccedilatildeo Aacuterea de anaacutelise
Resoluccedilatildeo Tipo de Tensatildeo
Furos Cego
Raacutepida Meacutedia
Igual ao tamanho do furo
1-2 mm diacircmetro
50 -100 microm I
Difraccedilatildeo de Raio-X
Raacutepida Meacutedia
Ateacute 1 mm 01 ndash 1 mmsup2 20 microm I e II
Ultrassom Raacutepida gt100 mm 1-400 mmsup2 1 mm I
Magneacutetica Raacutepida 20 a 300 microm gt2 mmsup2 5 mm I
A teacutecnica utilizada nos procedimentos experimentais deste trabalho foi a de difraccedilatildeo
de Raios X Atraveacutes desta teacutecnica a deformaccedilatildeo causada na superfiacutecie eacute obtida pela razatildeo da
variaccedilatildeo da distacircncia interplanar pela distacircncia livre de deformaccedilatildeo Como pode ser
observado na Figura 12 o paracircmetro chamado de distacircncia interplanar eacute representado pela
letra ldquodrdquo Esta distacircncia eacute entatildeo convertida em tensatildeo segundo equaccedilotildees derivadas da teoria
da elasticidade [38] ou seja a variaccedilatildeo da distacircncia entre planos cristalinos induzida pela
presenccedila de tensotildees eacute medida com base na lei de Bragg e as tensotildees satildeo calculadas
23
assumindo-se que a distorccedilatildeo ocorre no regime elaacutestico Desta forma somente a parte elaacutestica
do campo de deformaccedilotildees eacute medida uma vez que a deformaccedilatildeo plaacutestica natildeo afeta os
paracircmetros cristalinos Como dito anteriormente esta eacute uma teacutecnica natildeo destrutiva e como a
maioria das teacutecnicas natildeo destrutivas eacute limitada agraves camadas superficiais na ordem de 10 microm
[35]
Figura 12 Difraccedilatildeo de raios-X em cristais simples carregados e descarregados [39]
Bragg descreve a difraccedilatildeo de raios X no estado inicial natildeo deformado como uma
reflexatildeo segundo alguns planos cristalinos Estes planos possuem uma distacircncia ldquodrdquo chamada
de distacircncia interplanar Um feixe paralelo de raios-X de comprimento de onda λ que incide
na superfiacutecie deste material com um acircngulo de incidecircncia θ iraacute sofrer uma difraccedilatildeo sob o
mesmo acircngulo θ desde que a equaccedilatildeo de Bragg seja satisfeita (equaccedilatildeo 31)
119899 = 2119889 ∙ 119904119890119899120579 (31)
24
Entatildeo ao utilizar um feixe de raios-X monocromaacuteticos (λ = constante) o valor do
acircngulo θ referente a uma intensidade maacutexima de difraccedilatildeo depende somente da distacircncia
interplanar ldquodrdquo
A derivada da expressatildeo de Bragg indica que
∆119889
119889+
119888119900119904120579
119904119890119899120579∙ ∆120579 = 0 (32)
120576 = minus∆120579 ∙ cot 119892120579 (33)
∆120579 = 120579119888119900119898 119905119890119899119904atilde119900 minus 120579119904119890119898 119905119890119899119904atilde119900 (34)
Medindo ∆120579 pode-se calcular a deformaccedilatildeo e consequentemente a respectiva tensatildeo
residual Vaacuterios meacutetodos satildeo propostos para determinaccedilatildeo das deformaccedilotildees segundo a
difraccedilatildeo de raiosndashX [39] [40] Poreacutem no escopo deste trabalho seraacute tratado somente o meacutetodo
do sensup2 Segundo Bordinassi et al (2006) [34] este meacutetodo tem sua maior aplicabilidade
quando se busca maior exatidatildeo nas medidas cujas amostras possuem um certo grau de
textura Este meacutetodo nada mais eacute que a adequaccedilatildeo da Equaccedilatildeo 33 utilizando coordenadas
polares (Figura 13) ao estado real de tensotildees que resulta em
120576(120593) = cot 119892120579 ∙ (120579120593 minus 120579119900) (35)
Figura 13 Sistema de coordenadas polares [41 Modificado] [41]
Sabendo que
25
120576120593 = (1205901 ∙ 1198881199001199042120593 + 1205902 ∙ 1199041198901198992120593)1199041198901198992 minus 120583(1205901 + 1205902 + 1205903)
119864 (36)
Mantendo o acircngulo 120593 fixo e determinando a diferenccedila entre as deformaccedilotildees em duas
direccedilotildees distintas atraveacutes do acircngulo obtemos
120576(1205932) minus 120576(1205931) = cot 119892120579119900 ∙ (1205791205932minus 1205791205931
) (37)
Reescrevendo o primeiro termo da equaccedilatildeo 36 em funccedilatildeo da diferenccedila de deformaccedilatildeo
entre duas direccedilotildees diferentes temos
120576(1205932) minus 120576(1205931) =(1 + 120583) ∙ 120590120593 ∙ (11990411989011989922 minus 11990411989011989921)
119864 (38)
Substituindo o primeiro membro da Equaccedilatildeo 38 pelo segundo membro da equaccedilatildeo 37
obteacutem-se a equaccedilatildeo utilizada na mediccedilatildeo de tensotildees residuais
120590120593 =119864
(1 + 120583)∙ cot 119892120579119900 ∙
(1205791205932minus 1205791205931
)
(11990411989011989922 minus 11990411989011989921) (38)
O graacutefico da Figura 14 eacute obtido pela plotagem das variaccedilotildees dos acircngulos de difraccedilatildeo
2θ com as variaccedilotildees dos acircngulos de incidecircncia dos raios-X Podemos observar a partir da
equaccedilatildeo 38 que a tensatildeo residual eacute diretamente proporcional agrave derivada de 2θ em funccedilatildeo de
sensup2ψ
Figura 14 Estado de tensatildeo do material em funccedilatildeo do declive da curva 2θ x sensup2ψ [41]
26
Capiacutetulo 3
Materiais e Meacutetodos
A realizaccedilatildeo do procedimento experimental teve algumas fases dentre as quais pode-
se citar a preparaccedilatildeo das amostras torneamento em alta velocidade mediccedilatildeo das tensotildees
residuais superficiais por difraccedilatildeo de raios-x e anaacutelise dos resultados Os itens subsequentes
descrevem em detalhes todos os meacutetodos equipamentos e procedimentos utilizados neste
trabalho
31 ndash Material
O material utilizado na confecccedilatildeo das amostras foi o accedilo SAE 4140 cuja a dureza
medida foi de aproximadamente 15 HRc Este accedilo foi adquirido em barras de duas polegadas
de diacircmetro por 120 mm de comprimento e em cada barra foi confeccionado 4 amostras
conforme a Figura 15
Figura 15 Representaccedilatildeo esquemaacutetica das amostras
27
32 ndash Preparaccedilatildeo das amostras
A amostra foi usinada no torno mecacircnico convencional do Laboratoacuterio de Pesquisa em
Usinagem (LABUS) do Centro Federal de Ensino Tecnoloacutegico Celso Suckow da Fonseca
(CEFET ndash RJ Maracanatilde) conforme a Figura 16 Na operaccedilatildeo foi utilizado fluido de corte
para tentar amenizar a influecircncia desta usinagem no resultado final
Figura 16 Torno utilizado na preparaccedilatildeo da amostra
A partir dos resultados obtidos das tensotildees residuais apoacutes a usinagem no torno
convencional constatou-se que as medidas foram muito aleatoacuterias devido ao desgaste da
ferramenta utilizada e entatildeo optou-se por realizar um tratamento teacutermico de aliacutevio de tensotildees
(TTAT) para evitar que os resultados da usinagem principal fossem influenciados pela
operaccedilatildeo anterior As amostras foram aquecidas agrave uma taxa de aproximadamente 175 ordmC
min Apoacutes atingida e estabilizada a temperatura de 600degC a amostra permaneceu nesta
condiccedilatildeo por 2 horas sendo posteriormente resfriada no forno Os valores das tensotildees foram
medidos novamente apoacutes o tratamento
28
33 ndash Torneamento em Alta Velocidade
O torno utilizado nas operaccedilotildees em alta velocidade foi o centro de torneamento Romi
modelo Centur 30D conforme apresenta a Figura 17 capaz de operar em uma faixa em
velocidades entre 4 a 4000 rpm e com potecircncia de 10 CV
Figura 17 CNC Romi Centur 30D
De acordo com as caracteriacutesticas do torno foram escolhidos os paracircmetros mostrados
na Tabela 5 que podem se enquadrar no regime de torneamento em alta velocidade A
profundidade de corte (ap) tambeacutem foi modificada entre as condiccedilotildees [33] Entatildeo o
torneamento das amostras foi fundamentado em um experimento fatorial de quatro
combinaccedilotildees sendo duas repeticcedilotildees para cada combinaccedilatildeo Foi usado um avanccedilo (a)
constante para todas as condiccedilotildees de 02 mmrot A programaccedilatildeo utilizada pode ser
encontrada no Anexo A
Tabela 5 Tabela das Condiccedilotildees
Condiccedilatildeo A B Vc [mmin] ap [mm]
1 -1 -1 500 01
2 -1 1 500 02
3 1 -1 600 01
4 1 1 600 02
29
Onde
Fatores A Velocidade de Corte (Niacuteveis 119881minus1 = 500 119898119898119894119899 e 119881+1 = 600 119898119898119894119899)
B Profundidade de Corte (Niacuteveis 119865minus1 = 01 119898119898 ou 119865+1 = 02 119898119898)
Tratamentos
119881minus1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 02 mm
119881minus1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 02 mm
Unidade
Experimental Mega Pascal
As ferramentas utilizadas foram os insertos VBMT 160408-PM4325 da Sandvik com
geometria mostrada na Figura 18 Para cada condiccedilatildeo foi utilizado um soacute gume de corte para
garantir a uniformidade da aresta de corte e evitar que o desgaste da ferramenta influenciasse
nos resultados finais A Tabela 6 fornece as principais caracteriacutesticas do inserto
Figura 18 Insertos utilizados no torneamento
Tabela 6 Propriedades do inserto
Tamanho Efetivo da aresta de corte (LE) 15806 mm
Diacircmetro ciacuterculo inscrito (IC) 9525 mm
Raio da ponta (RE) 0794 mm
Espessura (S) 4763 mm
30
34 ndash Mediccedilatildeo das tensotildees residuais
As mediccedilotildees de tensotildees residuais foram realizadas no Laboratoacuterio de Anaacutelise de
Tensotildees (LAT) do Departamento de Engenharia Mecacircnica da Universidade Federal
Fluminense (UFF) A teacutecnica adotada foi a de tensometria por difraccedilatildeo de raios-X utilizando-
se o equipamento de anaacutelise de tensotildees da Stressrad (Figura 19)
Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra
As amostras foram medidas em duas direccedilotildees longitudinal (L) e circunferencial copy
conforme detalha a Figura 20 Os seguintes paracircmetros foram adotados
Radiaccedilatildeo Crκα (λ=22809Å) difratando o plano cristalograacutefico (211) da ferrita
Acircngulo de difraccedilatildeo de ferrita (2θ) 1562ordm
Acircngulos Ψ 0ordm 21ordm 30ordm 38ordm 45ordm
Tempo de exposiccedilatildeo ao Raio-X 45s para cada acircngulo Ψ
FONTE DE ALTA TENSAtildeO
AMOSTRA SOFTWARE
TUBO DE Crκα
GONIOcircMETRO
31
Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial
A rugosidade superficial das amostras foi medida com o rugosiacutemetro da Taylor
Hobson Precision Surtronic 25 (Figura 21) As mediccedilotildees foram feitas em pontos distintos da
amostra no sentido longitudinal procurando obter o resultado que melhor representasse a
rugosidade real das amostras Foram realizadas 7 medidas em cada amostra
O paracircmetro adotado foi a rugosidade meacutedia (Ra) na qual o comprimento de mediccedilatildeo
foi de L= 400 e o de amostragem igual a La = 08mm O raio da ponta do apalpador eacute de
5microm conferindo ao equipamento uma resoluccedilatildeo de 001microm com precisatildeo de 2 do valor
medido
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson
32
Capiacutetulo 4
Resultados e discussotildees
As anaacutelises inicias foram com base nos valores de tensatildeo residuais (TR) sendo as
medidas realizadas apoacutes a preparaccedilatildeo das amostras mas devido a heterogeneidade
apresentada pelas mesmas foi realizado um TTAT Apoacutes o tratamento teacutermico obteve-se uma
meacutedia de -144 MPa nas tensotildees residuais longitudinais (L) e de -142 MPa na direccedilatildeo
circunferencial (C) com erro de aproximadamente 15 MPa Apoacutes a usinagem principal as
tensotildees residuais foram medidas novamente e a Tabela 7 apresenta os valores obtidos em
todas as amostras
Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem
Condiccedilatildeo Amostra Tensatildeo Residual [MPa]
Longitudinal (L) Circunferencial (C)
1 2D -183 plusmn 20 435 plusmn 31
2C 67 plusmn 1 550 plusmn 16
2 2B -162 plusmn 33 498 plusmn 0
2A 179 plusmn 25 508 plusmn 101
3 1D -260 plusmn 75 291 plusmn 41
1C -90 plusmn 0 405 plusmn 33
4 1B 97 plusmn 23 369 plusmn 1
1A 125 plusmn 6 262 plusmn 8
A Figura 22 mostra os valores das tensotildees residual nas direccedilotildees circunferencial e longitudinal
respectivamente Com base nos graacuteficos nota-se que o comportamento das TR
circunferenciais eacute homogecircneo e coerente com a literatura [33] onde com valores maiores de
velocidade de corte tem-se uma diminuiccedilatildeo na magnitude das tensotildees trativas Entretanto na
longitudinal haacute muita heterogeneidade nos valores o que torna difiacutecil a anaacutelise dos resultados
nesta direccedilatildeo
33
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Longitudinal
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
1 2 3 4Condiccedilotildees
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Condiccedilotildees
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial
A Tabela 8 apresenta a meacutedia das tensotildees para cada condiccedilatildeo tanto na direccedilatildeo
longitudinal quanto na transversal a fim de analisar a influecircncia de cada paracircmetro nas
tensotildees residuais gerados no torneamento Conforme valores apresentados as tensotildees
superficiais circunferenciais encontram-se no estado de traccedilatildeo enquanto as tensotildees na direccedilatildeo
longitudinal apresentam um misto de compressatildeo e traccedilatildeo
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual
Condiccedilatildeo Tensotildees residuais (MPa)
C L
1 4925 plusmn 5 -58 plusmn 3
2 503 plusmn 7 85 plusmn 5
3 348 plusmn 6 -175 plusmn 6
4 3155 plusmn 2 111 plusmn 4
34
Avaliando o graacutefico da Figura 23 eacute possiacutevel observar uma clara reduccedilatildeo nos valores
das tensotildees quando passamos do regime de velocidade de 500mmin (condiccedilotildees 1 e 2) para o
de 600mmin (condiccedilotildees 3 e 4) Isto sugere que a tendecircncia da tensatildeo residual eacute reduzir seu
valor com o aumento da velocidade de corte conforme previsto na literatura [33] para
condiccedilotildees de transiccedilatildeo baixa-alta velocidade de corte Este comportamento sugere que a
condiccedilatildeo um e dois encontram-se no limiar do regime de altas velocidades
Com relaccedilatildeo ao efeito da profundidade nota-se que o comportamento das tensotildees
residuais eacute resultado da combinaccedilatildeo entre profundidade e velocidade Quando se tem
velocidades de corte maior o aumento da profundidade tende a diminuir os valores das
tensotildees ou seja aumenta o efeito da deformaccedilatildeo plaacutestica sobre o gradiente teacutermico o que natildeo
eacute evidente para velocidades menores
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Profundidade
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial
Na direccedilatildeo longitudinal (Figura 24) percebe-se uma amplificaccedilatildeo do efeito da
profundidade de corte na tensatildeo residual com o aumento da velocidade de corte Para as
amostras que foram submetidas agrave maior velocidade de corte ocorreu um aumento expressivo
da diferenccedila dos valores de tensotildees residuais encontrados em funccedilatildeo de uma mesma
profundidade de corte utilizada Contudo considerando o desvio padratildeo entre as medidas natildeo
35
se pode concluir qual a tendecircncia das TR na direccedilatildeo longitudinal com essa quantidade de
amostras pois haacute muita heterogeneidade nas medidas
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
LongitudinalT
ensatilde
o R
esid
ual (
MP
a)
Profundidade
Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal
Com relaccedilatildeo agrave rugosidade a literatura [10] descreve que com o aumento da velocidade
de corte ocorre uma diminuiccedilatildeo dos valores meacutedios de rugosidade enquanto que o aumento
da profundidade de corte acarreta em valores maiores de rugosidade apesar deste uacuteltimo natildeo
impactar tanto nos resultados Analisando os valores de rugosidade apresentados na Figura 25
em conjunto com a Figura 26 nota-se que os menores valores meacutedios de rugosidade foram
obtidos para os maiores valores de velocidade de corte (condiccedilotildees 3 e 4) Contudo tambeacutem
fica claro que existe uma inconsistecircncia dos valores apresentados na condiccedilatildeo dois O valor
esperado para esta condiccedilatildeo era seguir a tendecircncia das condiccedilotildees trecircs e quatro ou seja o valor
meacutedio de rugosidade da condiccedilatildeo dois deveria ser da mesma magnitude do valor da condiccedilatildeo
um poreacutem superior assim como o da condiccedilatildeo quatro eacute maior do que o da condiccedilatildeo trecircs
36
01 0223
24
25
26
27
28
29
30Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Profundidade
Vc = 500 [mmin] Vc = 600 [mmin]
Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade
1 2 3 423
24
25
26
27
28
29
30 Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Condiccedilatildeo
Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial
Analisando a Figura 27 eacute perceptiacutevel que o aumento da profundidade de corte
ocasionou resultados com tensotildees longitudinais de natureza trativa Isso pode ser relacionado
37
com um possiacutevel fator teacutermico imposto pela maior profundidade de corte sendo mais
evidente com maiores valores de velocidade de corte Entretanto quando se compara tensotildees
residuais com rugosidade novamente natildeo haacute como chegar a conclusotildees
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
1 2 3 4
Longitudinal
Condiccedilotildees
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
24
26
28
30
Rug
osid
ade
(μm
)
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
7
O torneamento eacute a operaccedilatildeo por intermeacutedio da qual um soacutelido indefinido eacute feito girar
ao redor do eixo da maacutequina operatriz denominada torno ao mesmo tempo que a ferramenta
de corte lhe retira material perifericamente de modo a transformaacute-lo numa peccedila bem definida
tanto em relaccedilatildeo agrave forma quanto as dimensotildees Como todos os trabalhos executados com
maacutequinas-ferramenta o torneamento ocorre mediante a retirada progressiva de material
(cavaco) da peccedila trabalhada por uma ferramenta de corte que deve ter uma dureza superior agrave
do material a ser cortado e possuir um soacute gume cortante [10]
As operaccedilotildees de usinagem podem ser divididas em desbaste e acabamento No
desbaste natildeo existe preocupaccedilatildeo com a qualidade da superfiacutecie uma vez que a prioridade eacute a
retirada de grande volume de material Jaacute no acabamento a prioridade estaacute em obter uma boa
rugosidade superficial e uma boa aparecircncia da superfiacutecie ou entatildeo o que estiver especificado
em projeto [9]
No torneamento a ferramenta penetra na peccedila cujo movimento rotativo ao redor de
seu eixo permite o corte contiacutenuo e regular do material A forccedila necessaacuteria para retirar o
cavaco eacute feita sobre a peccedila enquanto a ferramenta firmemente presa ao porta-ferramenta
contrabalanccedila a reaccedilatildeo dessa forccedila Para realizar o torneamento satildeo necessaacuterios trecircs
movimentos relativos entra a peccedila e a ferramenta (Figura 3)
bull Movimento de corte eacute o movimento principal que permite cortar o material O
movimento eacute rotativo e realizado pela peccedila
bull Movimento de avanccedilo eacute o movimento que desloca a ferramenta
longitudinalmente agrave peccedila
bull Movimento de penetraccedilatildeo eacute o movimento que determina a profundidade de
corte ao deslocar a ferramenta radialmente contra a peccedila e assim regular a
profundidade de corte do passe e a espessura do cavaco
Figura 3 Representaccedilatildeo esquemaacutetica de torneamento [11 Modificado] [11]
MOVIMENTO DE
PENETRACcedilAtildeO
MOVIMENTO
DE AVANCcedilO
MOVIMENTO DE
CORTE
8
Assim como nos outros processos de usinagem o que define como a operaccedilatildeo de
torneamento a ser realizada satildeo os paracircmetros da usinagem Esses paracircmetros precisam ser
bem estudados e definidos para o torneamento produzir peccedilas em conformidade com o projeto
e ao mesmo tempo preservar ao maacuteximo a ferramenta de corte Para o torneamento pode-se
definir como principais paracircmetros de corte [12]
bull Velocidade de Corte (Vc) velocidade perifeacuterica da ponta da ferramenta na peccedila
conforme mostrado na Equaccedilatildeo 21
119881119888 =
120587 lowast 119889 lowast 119899
1000(
119898
119898119894119899)
(21)
d = diacircmetro em mm
n = rotaccedilatildeo em rpm
bull Avanccedilo (a) Deslocamento que a ferramenta faz em uma volta da peccedila O avanccedilo
eacute dado por mmrot
bull Velocidade de avanccedilo (Va) Medida do deslocamento que a ferramenta faz por
unidade de tempo conforme mostrado na Equaccedilatildeo 22
119881119886 = 119886 lowast 119899 (119898119898
119898119894119899)
(22)
bull Profundidade de corte (p) Medida linear da penetraccedilatildeo que a ferramenta faz na
peccedila em cada passe conforme mostrado na Equaccedilatildeo 23
119901 =
119863 minus 119889
2(119898119898)
(23)
D = diacircmetro inicial em mm (antes do passe)
d = diacircmetro final em mm (apoacutes o passe)
A busca por aumento de produtividade nos processos de usinagem vem de longa data
Taylor procurava melhorar o material usado para confeccionar as ferramentas de corte e seus
estudos renderam o desenvolvimento dos accedilos raacutepidos para ferramentas de corte Com a
criaccedilatildeo deste material se tornou possiacutevel elevar a velocidade da usinagem sem trazer grandes
prejuiacutezos agraves ferramentas e assim aumentar a produtividade do processo [13]
9
Com o decorrer dos anos diversas outras contribuiccedilotildees surgiram para poder fazer a
usinagem com velocidades de corte cada vez mais elevadas Essas contribuiccedilotildees foram em
diferentes aacutereas como os materiais para as ferramentas e na elaboraccedilatildeo de maacutequinas-
ferramentas que fossem capazes de suportar tamanhas velocidades e consequentemente as
solicitaccedilotildees que esse tipo de usinagem impotildee na maacutequina [13]
A usinagem em alta velocidade de corte ou HSM (High Speed Machining) ou HSC
(High Speed Cutting) eacute reconhecida como uma importante tecnologia de usinagem em
desenvolvimento e implantaccedilatildeo Esse modo de operaccedilatildeo tem como principal vantagem a
possibilidade de executar usinagem com velocidades de corte cinco a dez vezes maiores do
que as normalmente utilizadas e com avanccedilo e profundidade de corte menores do que os
adotados na usinagem convencional Embora possa ser utilizada em operaccedilotildees de desbaste a
sua aplicaccedilatildeo eacute sobretudo indicada para semi-acabamento e acabamento [14]
A definiccedilatildeo de ldquoalta velocidade de corterdquo eacute relativa pois essa definiccedilatildeo diz respeito ao
material a ser usinado da ferramenta de corte e do processo de usinagem Isto significa dizer
que dependendo da configuraccedilatildeo da operaccedilatildeo ela pode ser considerada em alta velocidade
para um material e baixa para outro por exemplo com uma ferramenta de accedilo raacutepido para
usinagem de um material de baixa resistecircncia os valores dos paracircmetros podem ser
aumentados jaacute para a usinagem de materiais de elevadas resistecircncias esses mesmos
paracircmetros satildeo reduzidos para preservar a peccedila e a ferramenta de corte [13] Por mais incerto
que ainda seja definir quais paracircmetros satildeo considerados alta velocidade Muumlller e Soto 1999
[15] estipularam faixas de velocidades de corte e sua caracterizaccedilatildeo conforme a Figura 4
Figura 4 Faixa de velocidade de corte para diversas operaccedilotildees de usinagem [15
Modificado][15]
10
A seleccedilatildeo cuidadosa dos paracircmetros de corte corretos de usinagem tem forte influecircncia
na obtenccedilatildeo de uma boa integridade superficial Este termo foi primeiramente discutido por
Field e Kahles et al (1964) [16] para eles a Integridade Superficial eacute um meio de definir os
aspectos superficiais em termos da performance de um componente em serviccedilo
Adicionalmente segundo Griffths et al (1989) [17] tambeacutem tem valor topoloacutegico mecacircnico
quiacutemico e metaluacutergico como rugosidade variaccedilotildees de dureza mudanccedilas microestruturais e
tensotildees residuais
Para os processos de usinagem a rugosidade tem grande importacircncias pois a mesma eacute
fundamental para o controle da qualidade das peccedilas produzidas A rugosidade pode ser
definhada como a topografia em escala microscoacutepica apoacutes um processo de retirada de material
como a usinagem Os fatores que contribuem com a rugosidade normalmente estatildeo mais
relacionados com os paracircmetros de processo do que com o maquinaacuterio Alguns exemplos satildeo
marcas deixadas pela ferramenta devido a fragmentos ou ao gume de corte geraccedilatildeo de
rebarba do material durante o corte forma geomeacutetrica da ferramenta quebra de cavaco entre
outros [9]
Dentre os paracircmetros utilizados na avaliaccedilatildeo da rugosidade o mais comumente
empregado eacute o da rugosidade meacutedia (Ra) [18] Tal paracircmetro eacute obtido atraveacutes da meacutedia
aritmeacutetica do perfil da superfiacutecie em relaccedilatildeo a uma linha meacutedia definida atraveacutes de um
comprimento de amostra [19] [20] Segundo Machado et al (2009) [9] outro paracircmetro
largamente utilizado eacute o da rugosidade Total (Rt) que consiste na distacircncia total entre o maior
pico e o vale mais profundo A Figura 5 mostra a representaccedilatildeo graacutefica de ambos os
paracircmetros Ra e Rt
Figura 5 Rugosidades Ra e Rt [21]
11
Segundo Griffths et al (2001) [12] o torneamento produz efeitos termomecacircnicos
que estatildeo diretamente relacionados agrave integridade superficial da peccedila usinada O efeito
mecacircnico adveacutem principalmente das tensotildees de cisalhamentos desenvolvidas no processo
sendo estas distribuiacutedas em trecircs zonas A chamada zona primaacuteria ocorre na peccedila a medida que
o material eacute removido e convertido em cavaco a secundaacuteria fica localizada na parte inferior
do cavaco a medida que este eacute forccedilado contra a ferramenta e a terciaacuteria ocorre na parte
inferior da ferramenta agrave medida que esta eacute arrastada sobre o material receacutem cortado As
tensotildees primaacuterias e terciaacuterias afetam a superfiacutecie da peccedila cortada jaacute a secundaacuteria natildeo como
mostra a Figura 6 [12]
Adicionalmente pode-se relacionar essas zonas com os raios da ponta das ferramentas
e seu desgaste na integridade superficial da peccedila Em uma ferramenta afiada a ponta da
ferramenta tem um raio de tiacutepico de 8 microm Com o uso da ferramenta e sua degradaccedilatildeo o raio
da ponta aumenta levando a uma planificaccedilatildeo da face da ferramenta em contato com a peccedila e
aumentado os valores do acircngulo de inclinaccedilatildeo Com este aumento o material que se encontra
na ponta da ferramenta eacute forccedilado para frente e comprimido contra a superfiacutecie do material
Quando o acircngulo de inclinaccedilatildeo chega a um valor criacutetico segundo Griffths et al (2001) [12]
maior que -75deg a ferramenta deixa de cortar e passa a criar protuberacircncias no material
degradando a integridade superficial do mesmo
Figura 6 Zonas de esforccedilo cisalhante na ferramenta durante o torneamento [12 Modificado]
[12]
Ainda com relaccedilatildeo ao raio da ponta da ferramenta e seu desgaste sabe-se que
ferramentas afiadas geram temperaturas comparativamente menores que uma natildeo afiada
Segundo Griffths et al (2001) [12] uma ferramenta gasta pode gerar temperaturas proacuteximas a
700degC dependendo dos paracircmetros de corte aplicados Considerando que a temperatura de
12
transformaccedilatildeo microestrutural de algumas fases presentes em peccedilas de accedilo estaacute em torno de
723degC pode-se concluir que a usinagem nessas condiccedilotildees pode resultar em transformaccedilatildeo de
fase
Todos estes fatores contribuem para a geraccedilatildeo de tensotildees residuais associadas a um
material torneado Entatildeo pode-se concluir que estas tensotildees podem apresentar diferentes
perfis dependendo de quatildeo gasta a ferramenta estaacute da presenccedila de lubrificaccedilatildeo e das
condiccedilotildees de operaccedilatildeo aleacutem de estarem diretamente relacionadas aos paracircmetros de corte
Normalmente o consenso eacute de que se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser
compressivas enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [12]
221 ndash Torneamento do accedilo 4140
Na literatura satildeo encontrados vaacuterios trabalhos que tecircm como objetivo estudar a
influecircncia dos paracircmetros de corte no desgaste das ferramentas de corte e principalmente na
integridade superficial das peccedilas produzidas Em particular os accedilos 4140 tecircm sido
amplamente estudados neste acircmbito tendo em vista sua aplicaccedilatildeo na induacutestria
Ersan Aslan et al (2007) [22] estudaram os efeitos dos paracircmetros de corte do accedilo
AISI 4140 endurecido (63 HRc) com ferramenta de ceracircmica misturada com Al2O3 + TiCN
no torneamento a seco Neste trabalho concluiu que a velocidade de corte foi o uacutenico fator
estatisticamente significante no desgaste da ferramenta e embora natildeo estatisticamente
significante a profundidade de corte teve uma influecircncia fiacutesica na variaccedilatildeo dos resultados
Apesar de inesperado observaram que velocidades elevadas diminuiacuteam o desgaste da
ferramenta e dessa forma concluiu-se que para minimizar o desgaste da ferramenta
velocidades de corte maiores 250 mmin e niacuteveis reduzidos de profundidade de corte 025
ou 050 mm devem ter preferecircncia Tambeacutem foi relatado que soacute duas interaccedilotildees velocidade
de corte e avanccedilo e avanccedilo e profundidade de corte possuiacuteram significacircncia estatiacutestica na
rugosidade superficial Na anaacutelise dos resultados chegou-se ao consenso de que uma
velocidade de corte elevada 250 mmin uma profundidade de corte miacutenima 025 mm e um
avanccedilo intermediaacuterio 010 mmrev minimizava os valores da rugosidade superficial
Sudhansu et al (2015) [23] pesquisaram a rugosidade superficial e o desgaste da
aresta de corte no torneamento severo do AISI 4140 com dureza de 52 HRc com pastilhas de
ceracircmica misturada com Al2O3 + TiCN e revestidas com PVD-TiN Na pesquisa os
paracircmetros usados foram combinaccedilotildees de velocidades de corte de 100 170 e 240 mmin
13
avanccedilos de 005 010 e 015 mmrev e profundidades de corte de 01 02 e 03 mm Apoacutes a
conclusatildeo dos experimentos conseguiram obter uma superfiacutecie com oacutetimo acabamento com o
torneamento severo tendo como conclusatildeo que a rugosidade superficial era afetada
principalmente pelo avanccedilo e que a profundidade de corte teve impacto despreziacutevel a
velocidade de corte teve um efeito negativo para a rugosidade e que quatildeo maior era a
velocidade de corte empregada (acima de 170 mmin) pior era a rugosidade superficial
Assim como Ersan et al (2007) [22] os autores reafirmaram que a velocidade de corte eacute o
fator preponderante sobre o desgaste da aresta da ferramenta de corte e os efeitos da interaccedilatildeo
avanccedilo-profundidade de corte satildeo notavelmente mais significantes em comparaccedilatildeo com o
avanccedilo somente Ressalta-se tambeacutem que embora a influecircncia da profundidade de corte natildeo
ter sido observada como significante estatisticamente o desgaste da aresta eacute uma funccedilatildeo
crescente da profundidade de corte A rugosidade do accedilo AISI 4140 foi uma funccedilatildeo do perfil
da aresta da pastilha ceracircmica revestida com TiN Quando a velocidade de corte era
aumentada o perfil da aresta da ferramenta crescia e isso causou deterioraccedilatildeo da superfiacutecie
trabalhada Apesar do crescimento do perfil da aresta ter chegado ao limite permissiacutevel de 03
mm a rugosidade Ra natildeo excedeu 16 microm
Alajmi et al (2015) [24] fizeram um monitoramento termograacutefico da aresta de corte
de ferramentas revestidas e natildeo revestidas na busca de aprender sobre os paracircmetros de corte
e suas influecircncias nas ferramentas e no aporte teacutermico nas ferramentas Nesse monitoramento
usou-se os paracircmetros de velocidade de corte de 75 e 115 mmin avanccedilo de 018 e 032
mmrev profundidade de corte de 15mm e com velocidades de cortes de 115 e 75 mmin em
diferentes accedilos sendo um deles o 4140 Com base nos ensaios realizados os autores
observaram que a velocidade de corte natildeo teve efeito significante nas temperaturas
observadas diferente do avanccedilo que com a sua reduccedilatildeo resultava em maiores valores de
temperatura Com a deformaccedilatildeo da aresta de corte uma elevaccedilatildeo da temperatura foi
observada provavelmente pela maior aacuterea de contato causada por essa deformaccedilatildeo e a
temperatura produzida pelas ferramentas eram menores quando as ferramentas possuiacuteam
revestimento Observou-se tambeacutem a importacircncia do uso de revestimento nas ferramentas e
sua influecircncia nas temperaturas obtidas conforme apresenta a Tabela 3 e as Figuras 6 e 7
14
Tabela 3 Testes e paracircmetros de ferramentas revestidas e sem revestimento [24 Modificado] [24]
Teste (nuacutemero)
Paracircmetros de corte Velocidade (V)
mmin Avanccedilo (f)
mmrev Profundidade de corte
(d) mm Diacircmetro
(mm) N
(rpm) T1 115 032 15 100 360 T2 115 018 15 100 360 T3 75 032 15 100 250 T4 75 018 15 100 250
Figura 7 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
15
Figura 8 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
Akbar et al (2008) [25] fizeram uma anaacutelise experimental da particcedilatildeo teacutermica no
torneamento a seco do accedilo AISI 4140 aplicando diferentes velocidades de corte incluindo
velocidades convencionais e altas velocidades de torneamento (100 197 314 395 565 628
785 e 880 mmin) O avanccedilo e a profundidade de corte foram mantidos constantes (01
mmrev e 25mm respectivamente) e o comprimento cortado foi limitado a 5mm para
minimizar a variaccedilatildeo que o desgaste da ferramenta poderia trazer Foram usadas duas
ferramentas uma de metal duro sem revestimento e outra com revestimento de TiN
Observou-se uma variaccedilatildeo no comportamento das forccedilas de corte com o aumento da
velocidade corte Variando a velocidade de corte de 100 ateacute 395 mmin a forccedila de corte
diminuiacutea Entretanto na faixa de 395 e 565 mmin essa forccedila cresce junto com a elevaccedilatildeo da
velocidade Em seguida a forccedila torna a diminuir na regiatildeo de altas velocidades acima de 565
mmin
Neste mesmo trabalho revelou-se que para as ferramentas revestidas com TiN as
forccedilas de corte diminuiacuteram gradativamente quando a velocidade aumentava (de 100 ateacute 880
mmin) A medidas experimentais de forccedila de corte e de avanccedilo foram maiores para as
ferramentas natildeo-revestidas em todas as velocidades estudadas Relata-se que este fenocircmeno
pode ser decorrente da reduccedilatildeo da fricccedilatildeo e da adesatildeo com a peccedila que o revestimento de TiN
proporciona A forccedila de avanccedilo tambeacutem reduziu gradualmente com o aumento da velocidade
de corte em todos os testes tanto para as ferramentas com revestimento ou sem
16
23 ndash Tensotildees Residuais
Matsumoto et al (1986) [26] definiram tensatildeo residual como a tensatildeo que permanece
no componente apoacutes a solicitaccedilatildeo termomecacircnica agrave qual foi submetido Sua presenccedila pode ser
uacutetil ou deleteacuteria dependendo da sua natureza trativa ou compressiva e magnitude alta ou
baixa A classificaccedilatildeo atual dos tipos de tensotildees residuais eacute definida quanto a sua abrangecircncia
podendo ser classificadas como Tensotildees Macroscoacutepicas tambeacutem referenciada como Tipo I
Tensotildees Microscoacutepicas chamadas de Tipo II e Tensotildees submicroscoacutepicas ou Tipo III [27]
bull Tensotildees residuais do tipo I Satildeo tensotildees a niacuteveis macroscoacutepicos em uma escala
maior que o tamanho de gratildeo do material
bull Tensotildees residuais do tipo II Satildeo tensotildees microscoacutepicas que variam dentro da
escala de um gratildeo individual Tais tensotildees satildeo esperadas natildeo somente em
materiais com muacuteltiplas microestruturas mas inclusive em materiais que
possuem uma microestrutura uacutenica devido a anisotropia e o comportamento de
cada gratildeo
bull Tensotildees residuais do tipo III Tambeacutem satildeo tensotildees microscoacutepicas poreacutem esta
existe dentro do gratildeo Por isso muitas vezes satildeo chamadas de submicroscoacutepicas
Satildeo essencialmente resultado da presenccedila de descontinuidades e outros defeitos
da estrutura cristalina do material Normalmente vem acompanhada da Tensatildeo
de Tipo II
Na Figura 9 eacute apresentado um diagrama esquemaacutetico que mostra os 3 tipos de tensatildeo
residual (120590119868 120590119868119868 119890 120590119868119868119868) [27]
17
Figura 9 Desenho esquemaacutetico dos tipos de tensatildeo residual [27]
A anaacutelise das tensotildees residuais presentes nos componentes mecacircnicos bem como a
compreensatildeo do comportamento das propriedades mecacircnicas dos materiais quando sujeitos a
campos de tensotildees originados nos processos usinagem eacute de grande importacircncia para diversas
aacutereas Estaacute bem estabelecido que a presenccedila de tensotildees residuais compressivas na superfiacutecie
do material aumenta a sobrevida em fadiga pois a compressatildeo dificulta a nucleaccedilatildeo eou a
propagaccedilatildeo de trincas [28] Em contrapartida tensotildees trativas podem se somar agraves tensotildees de
trabalho mesmo no regime elaacutestico podendo levar a ruptura prematura do componente [29]
231 ndash Tensotildees Residuais em usinagem
As tensotildees residuais satildeo desenvolvidas em qualquer processo termomecacircnico sendo
essas tensotildees classificadas de acordo com sua origem em Teacutermica Quiacutemica e Mecacircnica
Entre as trecircs origens as tensotildees de origem teacutermica em um niacutevel macroscoacutepico satildeo
decorrentes de um aquecimento e resfriamento natildeo uniforme advindas de processos como a
usinagem e tratamentos teacutermicos Adicionalmente restriccedilotildees impostas por peccedilas de grande
volume podem levar ao desenvolvimento de tensotildees elevadas magnitudes devido ao
gradiente teacutermico entre a superfiacutecie e o nuacutecleo da peccedila Um exemplo eacute o processo de tempera
de um accedilo que leva a tensotildees compressivas na superfiacutecie balanceadas com tensotildees trativas no
centro do componente [27]
Tensotildees de origem quiacutemica se desenvolvem devido a mudanccedilas de volume associadas
com reaccedilotildees quiacutemicas precipitaccedilatildeo e transformaccedilatildeo de fase Tratamento quiacutemicos
18
superficiais e revestimento de materiais levam a um gradiente de tensatildeo residual de elevada
magnitude nas camadas superficiais [27] Como exemplo cita-se a nitretaccedilatildeo que tende a gerar
tensotildees compressivas na regiatildeo de difusatildeo por causa da expansatildeo estrutural e precipitaccedilatildeo de
nitretos [30]
O escoamento plaacutestico natildeo homogecircneo tambeacutem resulta em campos de tensatildeo residual
neste caso de origem mecacircnica Essas tensotildees podem se desenvolver de forma natural durante
o processo de fabricaccedilatildeo ou tratamento teacutermico dos materiais podendo ser tambeacutem
introduzidas de forma deliberada para o desenvolvimento de um perfil especiacutefico de tensatildeo
[27] Seja qual for o processo de usinagem de materiais metaacutelicos iraacute causar tensotildees residuais
que podem alcanccedilar valores proacuteximos ao limite de escoamento do material e influenciar na
vida em serviccedilo de componentes mecacircnicos Portanto definir o processo adequado para cada
aplicaccedilatildeo requer a previsatildeo de quatildeo elevada seraacute a tensatildeo residual gerada em funccedilatildeo dos
paracircmetros envolvidos no do processo utilizado [31]
Pesquisadores concordam que as tensotildees residuais de um componente satildeo um
conjunto das trecircs fontes de tensatildeo residual Muito dificilmente um componente soacute teraacute sido
submetido agrave processos que soacute resultem de uma soacute fonte de tensatildeo residual Especificamente
na usinagem os paracircmetros de corte utilizados na usinagem como velocidade de corte
velocidade de avanccedilo profundidade de corte aleacutem do estado da ferramenta e tipo de
lubrificaccedilatildeo empregadas podem levar a uma variaccedilatildeo significativa da taxa de produccedilatildeo e
tambeacutem nas tensotildees residuais presentes no componente usinado [32] Em geral o consenso eacute
de que na usinagem se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser compressivas
enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [14] Contudo Matsumoto et
al (1986) [26] afirmam que em funccedilatildeo da dureza do material a usinagem pode promover
tensotildees residuais de compressatildeo ou de traccedilatildeo Por exemplo para os accedilos de baixa dureza a
tensatildeo residual eacute trativa e para os accedilos com elevada dureza a tensatildeo residual eacute compressiva
232 ndash Tensotildees Residuais em torneamento
O estudo sobre tensotildees residuais em usinagem em particular no torneamento
aumentou nos uacuteltimos anos A necessidade de ganhar produtividade leva os setores de
usinagem a empregar paracircmetros de corte cada vez mais severos o que tende a mudar
19
significativamente o estado das tensotildees residuais principalmente as superficiais nos
componentes usinados
Capello et al (2004) [32] fizeram um estudo comparando a influecircncia dos paracircmetros
de corte no torneamento de diferentes materiais nas tensotildees residuais obtidas Nesse trabalho
foi utilizada uma velocidade de corte fixa e quatro paracircmetros distintos profundidade de
corte avanccedilo raio da ponta da ferramenta e acircngulo de entrada para 3 accedilos diferentes Um accedilo
com propriedades mecacircnicas elevadas (39NiCrMo3) o segundo com propriedades
intermediaacuterias (C45 steel) e o terceiro com propriedades baixas (Fe370) Pelos resultados
obtidos foi verificado que os paracircmetros que se expressavam mais nas tensotildees residuais
foram o avanccedilo colocado na maacutequina e o raio da ferramenta Com a elevaccedilatildeo do valor do
avanccedilo e com o aumento do raio da ferramenta as tensotildees geradas resultantes se
pronunciavam com caraacuteter trativo
Garcia et al (2012) [33] realizaram um estudo sobre o efeito dos paracircmetros de corte
na geraccedilatildeo das tensotildees residuais superficiais no torneamento de um accedilo AISI 4340 Como
principais conclusotildees esse trabalho mostrou que com o aumento da velocidade de corte as
tensotildees residuais tendiam a serem menos trativas Contudo as tensotildees residuais tendem a ser
mais trativas com o aumento do avanccedilo possivelmente em virtude do aumento da temperatura
de corte e a rugosidade superficial tambeacutem se elevava Logo a integridade superficial
piorava com o aumento do avanccedilo de corte A Figura 10 mostra as curvas obtidas nas direccedilotildees
de avanccedilo (longitudinal) e direccedilatildeo de corte (circunferencial) onde eacute possiacutevel observar o
comportamento trativo das tensotildees residuais Esses dados indicando que os fatores (teacutermico
deformaccedilatildeo plaacutestica e de transformaccedilatildeo fase) responsaacuteveis pela geraccedilatildeo das tensotildees
superficiais mudam de acordo com o campo da velocidade de corte empregado Neste caso
para velocidades menores o fator mais expressivo eacute a temperatura que gera tensotildees teacutermicas
de traccedilatildeo e para velocidades mais elevadas as tensotildees geradas pela transformaccedilatildeo de fase
eou de deformaccedilatildeo plaacutestica eram as que adquiriam maior importacircncia
20
Figura 10 Tensotildees residuais medidas na direccedilatildeo de longitudinal (a) e na direccedilatildeo
circunferencial (b) [33]
21
233 ndash Tensometria por difraccedilatildeo de Raios-X
Existem diversas teacutecnicas experimentais de se obter os valores de tensatildeo residual
Bordinassi et al (2006) [34] citam que atualmente os dois meacutetodos mais utilizados satildeo o do
furo cego e a tensometria por difraccedilatildeo de raios-X sendo este uacuteltimo o mais utilizado dentre os
dois Martins et al (2004) [35] afirmam tambeacutem que o meacutetodo por difraccedilatildeo de raios-X
apresenta os melhores resultados quando comparado com o meacutetodo micromagneacutetico e
meacutetodo do furo Todas essas teacutecnicas podem ser classificadas de acordo com o niacutevel de dano
introduzido no material em [36]
bull Destrutivas processos que para obtenccedilatildeo das informaccedilotildees de deformaccedilatildeo
necessaacuterias para a anaacutelise das tensotildees residuais comprometem ou
impossibilitam o uso da amostra analisada
bull Natildeo destrutivos natildeo precisam da remoccedilatildeo material e natildeo provocam qualquer
tipo de dano durante a mediccedilatildeo de tensotildees residuais
bull Parcialmente destrutivas alguns autores como Hilson et al (2009) [36]
defendem que existe uma terceira categoria que eacute caracterizada pelo dano na
peccedila poreacutem com possibilidade de utilizaccedilatildeo da amostra como ilustra a Figura
11
Figura 11 Classificaccedilatildeo dos processos de mediccedilatildeo de tensotildees residuais [37]
22
Aleacutem dos danos causados no material outros fatores devem ser levados em
consideraccedilatildeo ao escolher a teacutecnica adequada Satildeo eles [27]
bull Fatores relativos a praticidade custo e disponibilidade do equipamento
portabilidade velocidade de mediccedilatildeo existecircncia de procedimento padronizado e
niacutevel de habilidade requerida do operador
bull Fatores relativo ao material classe do material que pode ser analisado por uma
teacutecnica particular preparaccedilatildeo preacutevia da superfiacutecie e necessidade de propriedades
especiacuteficas
bull Fatores relativos a mediccedilatildeo resoluccedilatildeo penetraccedilatildeo tipo de tensatildeo detectada
gradiente de tensatildeo incerteza e aacuterea ou volume de anaacutelise
A maioria das teacutecnicas existentes satildeo capazes de medir tensotildees residuais do tipo I
Poreacutem somente algumas como difraccedilatildeo de raios-X possuem a resoluccedilatildeo necessaacuteria para
medir tensotildees residuais de tipo II E mesmo com bons niacuteveis de resoluccedilatildeo as incertezas das
mediccedilotildees podem ser elevadas chegando a 30 do valor medido [27] Um resumo desses
fatores estaacute descrito na Tabela 4
Tabela 4 Teacutecnicas e caracteriacutesticas para determinaccedilatildeo da tensatildeo residual [27 Modificado] [27]
Teacutecnica Velocidade Penetraccedilatildeo Aacuterea de anaacutelise
Resoluccedilatildeo Tipo de Tensatildeo
Furos Cego
Raacutepida Meacutedia
Igual ao tamanho do furo
1-2 mm diacircmetro
50 -100 microm I
Difraccedilatildeo de Raio-X
Raacutepida Meacutedia
Ateacute 1 mm 01 ndash 1 mmsup2 20 microm I e II
Ultrassom Raacutepida gt100 mm 1-400 mmsup2 1 mm I
Magneacutetica Raacutepida 20 a 300 microm gt2 mmsup2 5 mm I
A teacutecnica utilizada nos procedimentos experimentais deste trabalho foi a de difraccedilatildeo
de Raios X Atraveacutes desta teacutecnica a deformaccedilatildeo causada na superfiacutecie eacute obtida pela razatildeo da
variaccedilatildeo da distacircncia interplanar pela distacircncia livre de deformaccedilatildeo Como pode ser
observado na Figura 12 o paracircmetro chamado de distacircncia interplanar eacute representado pela
letra ldquodrdquo Esta distacircncia eacute entatildeo convertida em tensatildeo segundo equaccedilotildees derivadas da teoria
da elasticidade [38] ou seja a variaccedilatildeo da distacircncia entre planos cristalinos induzida pela
presenccedila de tensotildees eacute medida com base na lei de Bragg e as tensotildees satildeo calculadas
23
assumindo-se que a distorccedilatildeo ocorre no regime elaacutestico Desta forma somente a parte elaacutestica
do campo de deformaccedilotildees eacute medida uma vez que a deformaccedilatildeo plaacutestica natildeo afeta os
paracircmetros cristalinos Como dito anteriormente esta eacute uma teacutecnica natildeo destrutiva e como a
maioria das teacutecnicas natildeo destrutivas eacute limitada agraves camadas superficiais na ordem de 10 microm
[35]
Figura 12 Difraccedilatildeo de raios-X em cristais simples carregados e descarregados [39]
Bragg descreve a difraccedilatildeo de raios X no estado inicial natildeo deformado como uma
reflexatildeo segundo alguns planos cristalinos Estes planos possuem uma distacircncia ldquodrdquo chamada
de distacircncia interplanar Um feixe paralelo de raios-X de comprimento de onda λ que incide
na superfiacutecie deste material com um acircngulo de incidecircncia θ iraacute sofrer uma difraccedilatildeo sob o
mesmo acircngulo θ desde que a equaccedilatildeo de Bragg seja satisfeita (equaccedilatildeo 31)
119899 = 2119889 ∙ 119904119890119899120579 (31)
24
Entatildeo ao utilizar um feixe de raios-X monocromaacuteticos (λ = constante) o valor do
acircngulo θ referente a uma intensidade maacutexima de difraccedilatildeo depende somente da distacircncia
interplanar ldquodrdquo
A derivada da expressatildeo de Bragg indica que
∆119889
119889+
119888119900119904120579
119904119890119899120579∙ ∆120579 = 0 (32)
120576 = minus∆120579 ∙ cot 119892120579 (33)
∆120579 = 120579119888119900119898 119905119890119899119904atilde119900 minus 120579119904119890119898 119905119890119899119904atilde119900 (34)
Medindo ∆120579 pode-se calcular a deformaccedilatildeo e consequentemente a respectiva tensatildeo
residual Vaacuterios meacutetodos satildeo propostos para determinaccedilatildeo das deformaccedilotildees segundo a
difraccedilatildeo de raiosndashX [39] [40] Poreacutem no escopo deste trabalho seraacute tratado somente o meacutetodo
do sensup2 Segundo Bordinassi et al (2006) [34] este meacutetodo tem sua maior aplicabilidade
quando se busca maior exatidatildeo nas medidas cujas amostras possuem um certo grau de
textura Este meacutetodo nada mais eacute que a adequaccedilatildeo da Equaccedilatildeo 33 utilizando coordenadas
polares (Figura 13) ao estado real de tensotildees que resulta em
120576(120593) = cot 119892120579 ∙ (120579120593 minus 120579119900) (35)
Figura 13 Sistema de coordenadas polares [41 Modificado] [41]
Sabendo que
25
120576120593 = (1205901 ∙ 1198881199001199042120593 + 1205902 ∙ 1199041198901198992120593)1199041198901198992 minus 120583(1205901 + 1205902 + 1205903)
119864 (36)
Mantendo o acircngulo 120593 fixo e determinando a diferenccedila entre as deformaccedilotildees em duas
direccedilotildees distintas atraveacutes do acircngulo obtemos
120576(1205932) minus 120576(1205931) = cot 119892120579119900 ∙ (1205791205932minus 1205791205931
) (37)
Reescrevendo o primeiro termo da equaccedilatildeo 36 em funccedilatildeo da diferenccedila de deformaccedilatildeo
entre duas direccedilotildees diferentes temos
120576(1205932) minus 120576(1205931) =(1 + 120583) ∙ 120590120593 ∙ (11990411989011989922 minus 11990411989011989921)
119864 (38)
Substituindo o primeiro membro da Equaccedilatildeo 38 pelo segundo membro da equaccedilatildeo 37
obteacutem-se a equaccedilatildeo utilizada na mediccedilatildeo de tensotildees residuais
120590120593 =119864
(1 + 120583)∙ cot 119892120579119900 ∙
(1205791205932minus 1205791205931
)
(11990411989011989922 minus 11990411989011989921) (38)
O graacutefico da Figura 14 eacute obtido pela plotagem das variaccedilotildees dos acircngulos de difraccedilatildeo
2θ com as variaccedilotildees dos acircngulos de incidecircncia dos raios-X Podemos observar a partir da
equaccedilatildeo 38 que a tensatildeo residual eacute diretamente proporcional agrave derivada de 2θ em funccedilatildeo de
sensup2ψ
Figura 14 Estado de tensatildeo do material em funccedilatildeo do declive da curva 2θ x sensup2ψ [41]
26
Capiacutetulo 3
Materiais e Meacutetodos
A realizaccedilatildeo do procedimento experimental teve algumas fases dentre as quais pode-
se citar a preparaccedilatildeo das amostras torneamento em alta velocidade mediccedilatildeo das tensotildees
residuais superficiais por difraccedilatildeo de raios-x e anaacutelise dos resultados Os itens subsequentes
descrevem em detalhes todos os meacutetodos equipamentos e procedimentos utilizados neste
trabalho
31 ndash Material
O material utilizado na confecccedilatildeo das amostras foi o accedilo SAE 4140 cuja a dureza
medida foi de aproximadamente 15 HRc Este accedilo foi adquirido em barras de duas polegadas
de diacircmetro por 120 mm de comprimento e em cada barra foi confeccionado 4 amostras
conforme a Figura 15
Figura 15 Representaccedilatildeo esquemaacutetica das amostras
27
32 ndash Preparaccedilatildeo das amostras
A amostra foi usinada no torno mecacircnico convencional do Laboratoacuterio de Pesquisa em
Usinagem (LABUS) do Centro Federal de Ensino Tecnoloacutegico Celso Suckow da Fonseca
(CEFET ndash RJ Maracanatilde) conforme a Figura 16 Na operaccedilatildeo foi utilizado fluido de corte
para tentar amenizar a influecircncia desta usinagem no resultado final
Figura 16 Torno utilizado na preparaccedilatildeo da amostra
A partir dos resultados obtidos das tensotildees residuais apoacutes a usinagem no torno
convencional constatou-se que as medidas foram muito aleatoacuterias devido ao desgaste da
ferramenta utilizada e entatildeo optou-se por realizar um tratamento teacutermico de aliacutevio de tensotildees
(TTAT) para evitar que os resultados da usinagem principal fossem influenciados pela
operaccedilatildeo anterior As amostras foram aquecidas agrave uma taxa de aproximadamente 175 ordmC
min Apoacutes atingida e estabilizada a temperatura de 600degC a amostra permaneceu nesta
condiccedilatildeo por 2 horas sendo posteriormente resfriada no forno Os valores das tensotildees foram
medidos novamente apoacutes o tratamento
28
33 ndash Torneamento em Alta Velocidade
O torno utilizado nas operaccedilotildees em alta velocidade foi o centro de torneamento Romi
modelo Centur 30D conforme apresenta a Figura 17 capaz de operar em uma faixa em
velocidades entre 4 a 4000 rpm e com potecircncia de 10 CV
Figura 17 CNC Romi Centur 30D
De acordo com as caracteriacutesticas do torno foram escolhidos os paracircmetros mostrados
na Tabela 5 que podem se enquadrar no regime de torneamento em alta velocidade A
profundidade de corte (ap) tambeacutem foi modificada entre as condiccedilotildees [33] Entatildeo o
torneamento das amostras foi fundamentado em um experimento fatorial de quatro
combinaccedilotildees sendo duas repeticcedilotildees para cada combinaccedilatildeo Foi usado um avanccedilo (a)
constante para todas as condiccedilotildees de 02 mmrot A programaccedilatildeo utilizada pode ser
encontrada no Anexo A
Tabela 5 Tabela das Condiccedilotildees
Condiccedilatildeo A B Vc [mmin] ap [mm]
1 -1 -1 500 01
2 -1 1 500 02
3 1 -1 600 01
4 1 1 600 02
29
Onde
Fatores A Velocidade de Corte (Niacuteveis 119881minus1 = 500 119898119898119894119899 e 119881+1 = 600 119898119898119894119899)
B Profundidade de Corte (Niacuteveis 119865minus1 = 01 119898119898 ou 119865+1 = 02 119898119898)
Tratamentos
119881minus1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 02 mm
119881minus1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 02 mm
Unidade
Experimental Mega Pascal
As ferramentas utilizadas foram os insertos VBMT 160408-PM4325 da Sandvik com
geometria mostrada na Figura 18 Para cada condiccedilatildeo foi utilizado um soacute gume de corte para
garantir a uniformidade da aresta de corte e evitar que o desgaste da ferramenta influenciasse
nos resultados finais A Tabela 6 fornece as principais caracteriacutesticas do inserto
Figura 18 Insertos utilizados no torneamento
Tabela 6 Propriedades do inserto
Tamanho Efetivo da aresta de corte (LE) 15806 mm
Diacircmetro ciacuterculo inscrito (IC) 9525 mm
Raio da ponta (RE) 0794 mm
Espessura (S) 4763 mm
30
34 ndash Mediccedilatildeo das tensotildees residuais
As mediccedilotildees de tensotildees residuais foram realizadas no Laboratoacuterio de Anaacutelise de
Tensotildees (LAT) do Departamento de Engenharia Mecacircnica da Universidade Federal
Fluminense (UFF) A teacutecnica adotada foi a de tensometria por difraccedilatildeo de raios-X utilizando-
se o equipamento de anaacutelise de tensotildees da Stressrad (Figura 19)
Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra
As amostras foram medidas em duas direccedilotildees longitudinal (L) e circunferencial copy
conforme detalha a Figura 20 Os seguintes paracircmetros foram adotados
Radiaccedilatildeo Crκα (λ=22809Å) difratando o plano cristalograacutefico (211) da ferrita
Acircngulo de difraccedilatildeo de ferrita (2θ) 1562ordm
Acircngulos Ψ 0ordm 21ordm 30ordm 38ordm 45ordm
Tempo de exposiccedilatildeo ao Raio-X 45s para cada acircngulo Ψ
FONTE DE ALTA TENSAtildeO
AMOSTRA SOFTWARE
TUBO DE Crκα
GONIOcircMETRO
31
Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial
A rugosidade superficial das amostras foi medida com o rugosiacutemetro da Taylor
Hobson Precision Surtronic 25 (Figura 21) As mediccedilotildees foram feitas em pontos distintos da
amostra no sentido longitudinal procurando obter o resultado que melhor representasse a
rugosidade real das amostras Foram realizadas 7 medidas em cada amostra
O paracircmetro adotado foi a rugosidade meacutedia (Ra) na qual o comprimento de mediccedilatildeo
foi de L= 400 e o de amostragem igual a La = 08mm O raio da ponta do apalpador eacute de
5microm conferindo ao equipamento uma resoluccedilatildeo de 001microm com precisatildeo de 2 do valor
medido
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson
32
Capiacutetulo 4
Resultados e discussotildees
As anaacutelises inicias foram com base nos valores de tensatildeo residuais (TR) sendo as
medidas realizadas apoacutes a preparaccedilatildeo das amostras mas devido a heterogeneidade
apresentada pelas mesmas foi realizado um TTAT Apoacutes o tratamento teacutermico obteve-se uma
meacutedia de -144 MPa nas tensotildees residuais longitudinais (L) e de -142 MPa na direccedilatildeo
circunferencial (C) com erro de aproximadamente 15 MPa Apoacutes a usinagem principal as
tensotildees residuais foram medidas novamente e a Tabela 7 apresenta os valores obtidos em
todas as amostras
Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem
Condiccedilatildeo Amostra Tensatildeo Residual [MPa]
Longitudinal (L) Circunferencial (C)
1 2D -183 plusmn 20 435 plusmn 31
2C 67 plusmn 1 550 plusmn 16
2 2B -162 plusmn 33 498 plusmn 0
2A 179 plusmn 25 508 plusmn 101
3 1D -260 plusmn 75 291 plusmn 41
1C -90 plusmn 0 405 plusmn 33
4 1B 97 plusmn 23 369 plusmn 1
1A 125 plusmn 6 262 plusmn 8
A Figura 22 mostra os valores das tensotildees residual nas direccedilotildees circunferencial e longitudinal
respectivamente Com base nos graacuteficos nota-se que o comportamento das TR
circunferenciais eacute homogecircneo e coerente com a literatura [33] onde com valores maiores de
velocidade de corte tem-se uma diminuiccedilatildeo na magnitude das tensotildees trativas Entretanto na
longitudinal haacute muita heterogeneidade nos valores o que torna difiacutecil a anaacutelise dos resultados
nesta direccedilatildeo
33
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Longitudinal
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
1 2 3 4Condiccedilotildees
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Condiccedilotildees
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial
A Tabela 8 apresenta a meacutedia das tensotildees para cada condiccedilatildeo tanto na direccedilatildeo
longitudinal quanto na transversal a fim de analisar a influecircncia de cada paracircmetro nas
tensotildees residuais gerados no torneamento Conforme valores apresentados as tensotildees
superficiais circunferenciais encontram-se no estado de traccedilatildeo enquanto as tensotildees na direccedilatildeo
longitudinal apresentam um misto de compressatildeo e traccedilatildeo
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual
Condiccedilatildeo Tensotildees residuais (MPa)
C L
1 4925 plusmn 5 -58 plusmn 3
2 503 plusmn 7 85 plusmn 5
3 348 plusmn 6 -175 plusmn 6
4 3155 plusmn 2 111 plusmn 4
34
Avaliando o graacutefico da Figura 23 eacute possiacutevel observar uma clara reduccedilatildeo nos valores
das tensotildees quando passamos do regime de velocidade de 500mmin (condiccedilotildees 1 e 2) para o
de 600mmin (condiccedilotildees 3 e 4) Isto sugere que a tendecircncia da tensatildeo residual eacute reduzir seu
valor com o aumento da velocidade de corte conforme previsto na literatura [33] para
condiccedilotildees de transiccedilatildeo baixa-alta velocidade de corte Este comportamento sugere que a
condiccedilatildeo um e dois encontram-se no limiar do regime de altas velocidades
Com relaccedilatildeo ao efeito da profundidade nota-se que o comportamento das tensotildees
residuais eacute resultado da combinaccedilatildeo entre profundidade e velocidade Quando se tem
velocidades de corte maior o aumento da profundidade tende a diminuir os valores das
tensotildees ou seja aumenta o efeito da deformaccedilatildeo plaacutestica sobre o gradiente teacutermico o que natildeo
eacute evidente para velocidades menores
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Profundidade
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial
Na direccedilatildeo longitudinal (Figura 24) percebe-se uma amplificaccedilatildeo do efeito da
profundidade de corte na tensatildeo residual com o aumento da velocidade de corte Para as
amostras que foram submetidas agrave maior velocidade de corte ocorreu um aumento expressivo
da diferenccedila dos valores de tensotildees residuais encontrados em funccedilatildeo de uma mesma
profundidade de corte utilizada Contudo considerando o desvio padratildeo entre as medidas natildeo
35
se pode concluir qual a tendecircncia das TR na direccedilatildeo longitudinal com essa quantidade de
amostras pois haacute muita heterogeneidade nas medidas
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
LongitudinalT
ensatilde
o R
esid
ual (
MP
a)
Profundidade
Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal
Com relaccedilatildeo agrave rugosidade a literatura [10] descreve que com o aumento da velocidade
de corte ocorre uma diminuiccedilatildeo dos valores meacutedios de rugosidade enquanto que o aumento
da profundidade de corte acarreta em valores maiores de rugosidade apesar deste uacuteltimo natildeo
impactar tanto nos resultados Analisando os valores de rugosidade apresentados na Figura 25
em conjunto com a Figura 26 nota-se que os menores valores meacutedios de rugosidade foram
obtidos para os maiores valores de velocidade de corte (condiccedilotildees 3 e 4) Contudo tambeacutem
fica claro que existe uma inconsistecircncia dos valores apresentados na condiccedilatildeo dois O valor
esperado para esta condiccedilatildeo era seguir a tendecircncia das condiccedilotildees trecircs e quatro ou seja o valor
meacutedio de rugosidade da condiccedilatildeo dois deveria ser da mesma magnitude do valor da condiccedilatildeo
um poreacutem superior assim como o da condiccedilatildeo quatro eacute maior do que o da condiccedilatildeo trecircs
36
01 0223
24
25
26
27
28
29
30Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Profundidade
Vc = 500 [mmin] Vc = 600 [mmin]
Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade
1 2 3 423
24
25
26
27
28
29
30 Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Condiccedilatildeo
Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial
Analisando a Figura 27 eacute perceptiacutevel que o aumento da profundidade de corte
ocasionou resultados com tensotildees longitudinais de natureza trativa Isso pode ser relacionado
37
com um possiacutevel fator teacutermico imposto pela maior profundidade de corte sendo mais
evidente com maiores valores de velocidade de corte Entretanto quando se compara tensotildees
residuais com rugosidade novamente natildeo haacute como chegar a conclusotildees
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
1 2 3 4
Longitudinal
Condiccedilotildees
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
24
26
28
30
Rug
osid
ade
(μm
)
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
8
Assim como nos outros processos de usinagem o que define como a operaccedilatildeo de
torneamento a ser realizada satildeo os paracircmetros da usinagem Esses paracircmetros precisam ser
bem estudados e definidos para o torneamento produzir peccedilas em conformidade com o projeto
e ao mesmo tempo preservar ao maacuteximo a ferramenta de corte Para o torneamento pode-se
definir como principais paracircmetros de corte [12]
bull Velocidade de Corte (Vc) velocidade perifeacuterica da ponta da ferramenta na peccedila
conforme mostrado na Equaccedilatildeo 21
119881119888 =
120587 lowast 119889 lowast 119899
1000(
119898
119898119894119899)
(21)
d = diacircmetro em mm
n = rotaccedilatildeo em rpm
bull Avanccedilo (a) Deslocamento que a ferramenta faz em uma volta da peccedila O avanccedilo
eacute dado por mmrot
bull Velocidade de avanccedilo (Va) Medida do deslocamento que a ferramenta faz por
unidade de tempo conforme mostrado na Equaccedilatildeo 22
119881119886 = 119886 lowast 119899 (119898119898
119898119894119899)
(22)
bull Profundidade de corte (p) Medida linear da penetraccedilatildeo que a ferramenta faz na
peccedila em cada passe conforme mostrado na Equaccedilatildeo 23
119901 =
119863 minus 119889
2(119898119898)
(23)
D = diacircmetro inicial em mm (antes do passe)
d = diacircmetro final em mm (apoacutes o passe)
A busca por aumento de produtividade nos processos de usinagem vem de longa data
Taylor procurava melhorar o material usado para confeccionar as ferramentas de corte e seus
estudos renderam o desenvolvimento dos accedilos raacutepidos para ferramentas de corte Com a
criaccedilatildeo deste material se tornou possiacutevel elevar a velocidade da usinagem sem trazer grandes
prejuiacutezos agraves ferramentas e assim aumentar a produtividade do processo [13]
9
Com o decorrer dos anos diversas outras contribuiccedilotildees surgiram para poder fazer a
usinagem com velocidades de corte cada vez mais elevadas Essas contribuiccedilotildees foram em
diferentes aacutereas como os materiais para as ferramentas e na elaboraccedilatildeo de maacutequinas-
ferramentas que fossem capazes de suportar tamanhas velocidades e consequentemente as
solicitaccedilotildees que esse tipo de usinagem impotildee na maacutequina [13]
A usinagem em alta velocidade de corte ou HSM (High Speed Machining) ou HSC
(High Speed Cutting) eacute reconhecida como uma importante tecnologia de usinagem em
desenvolvimento e implantaccedilatildeo Esse modo de operaccedilatildeo tem como principal vantagem a
possibilidade de executar usinagem com velocidades de corte cinco a dez vezes maiores do
que as normalmente utilizadas e com avanccedilo e profundidade de corte menores do que os
adotados na usinagem convencional Embora possa ser utilizada em operaccedilotildees de desbaste a
sua aplicaccedilatildeo eacute sobretudo indicada para semi-acabamento e acabamento [14]
A definiccedilatildeo de ldquoalta velocidade de corterdquo eacute relativa pois essa definiccedilatildeo diz respeito ao
material a ser usinado da ferramenta de corte e do processo de usinagem Isto significa dizer
que dependendo da configuraccedilatildeo da operaccedilatildeo ela pode ser considerada em alta velocidade
para um material e baixa para outro por exemplo com uma ferramenta de accedilo raacutepido para
usinagem de um material de baixa resistecircncia os valores dos paracircmetros podem ser
aumentados jaacute para a usinagem de materiais de elevadas resistecircncias esses mesmos
paracircmetros satildeo reduzidos para preservar a peccedila e a ferramenta de corte [13] Por mais incerto
que ainda seja definir quais paracircmetros satildeo considerados alta velocidade Muumlller e Soto 1999
[15] estipularam faixas de velocidades de corte e sua caracterizaccedilatildeo conforme a Figura 4
Figura 4 Faixa de velocidade de corte para diversas operaccedilotildees de usinagem [15
Modificado][15]
10
A seleccedilatildeo cuidadosa dos paracircmetros de corte corretos de usinagem tem forte influecircncia
na obtenccedilatildeo de uma boa integridade superficial Este termo foi primeiramente discutido por
Field e Kahles et al (1964) [16] para eles a Integridade Superficial eacute um meio de definir os
aspectos superficiais em termos da performance de um componente em serviccedilo
Adicionalmente segundo Griffths et al (1989) [17] tambeacutem tem valor topoloacutegico mecacircnico
quiacutemico e metaluacutergico como rugosidade variaccedilotildees de dureza mudanccedilas microestruturais e
tensotildees residuais
Para os processos de usinagem a rugosidade tem grande importacircncias pois a mesma eacute
fundamental para o controle da qualidade das peccedilas produzidas A rugosidade pode ser
definhada como a topografia em escala microscoacutepica apoacutes um processo de retirada de material
como a usinagem Os fatores que contribuem com a rugosidade normalmente estatildeo mais
relacionados com os paracircmetros de processo do que com o maquinaacuterio Alguns exemplos satildeo
marcas deixadas pela ferramenta devido a fragmentos ou ao gume de corte geraccedilatildeo de
rebarba do material durante o corte forma geomeacutetrica da ferramenta quebra de cavaco entre
outros [9]
Dentre os paracircmetros utilizados na avaliaccedilatildeo da rugosidade o mais comumente
empregado eacute o da rugosidade meacutedia (Ra) [18] Tal paracircmetro eacute obtido atraveacutes da meacutedia
aritmeacutetica do perfil da superfiacutecie em relaccedilatildeo a uma linha meacutedia definida atraveacutes de um
comprimento de amostra [19] [20] Segundo Machado et al (2009) [9] outro paracircmetro
largamente utilizado eacute o da rugosidade Total (Rt) que consiste na distacircncia total entre o maior
pico e o vale mais profundo A Figura 5 mostra a representaccedilatildeo graacutefica de ambos os
paracircmetros Ra e Rt
Figura 5 Rugosidades Ra e Rt [21]
11
Segundo Griffths et al (2001) [12] o torneamento produz efeitos termomecacircnicos
que estatildeo diretamente relacionados agrave integridade superficial da peccedila usinada O efeito
mecacircnico adveacutem principalmente das tensotildees de cisalhamentos desenvolvidas no processo
sendo estas distribuiacutedas em trecircs zonas A chamada zona primaacuteria ocorre na peccedila a medida que
o material eacute removido e convertido em cavaco a secundaacuteria fica localizada na parte inferior
do cavaco a medida que este eacute forccedilado contra a ferramenta e a terciaacuteria ocorre na parte
inferior da ferramenta agrave medida que esta eacute arrastada sobre o material receacutem cortado As
tensotildees primaacuterias e terciaacuterias afetam a superfiacutecie da peccedila cortada jaacute a secundaacuteria natildeo como
mostra a Figura 6 [12]
Adicionalmente pode-se relacionar essas zonas com os raios da ponta das ferramentas
e seu desgaste na integridade superficial da peccedila Em uma ferramenta afiada a ponta da
ferramenta tem um raio de tiacutepico de 8 microm Com o uso da ferramenta e sua degradaccedilatildeo o raio
da ponta aumenta levando a uma planificaccedilatildeo da face da ferramenta em contato com a peccedila e
aumentado os valores do acircngulo de inclinaccedilatildeo Com este aumento o material que se encontra
na ponta da ferramenta eacute forccedilado para frente e comprimido contra a superfiacutecie do material
Quando o acircngulo de inclinaccedilatildeo chega a um valor criacutetico segundo Griffths et al (2001) [12]
maior que -75deg a ferramenta deixa de cortar e passa a criar protuberacircncias no material
degradando a integridade superficial do mesmo
Figura 6 Zonas de esforccedilo cisalhante na ferramenta durante o torneamento [12 Modificado]
[12]
Ainda com relaccedilatildeo ao raio da ponta da ferramenta e seu desgaste sabe-se que
ferramentas afiadas geram temperaturas comparativamente menores que uma natildeo afiada
Segundo Griffths et al (2001) [12] uma ferramenta gasta pode gerar temperaturas proacuteximas a
700degC dependendo dos paracircmetros de corte aplicados Considerando que a temperatura de
12
transformaccedilatildeo microestrutural de algumas fases presentes em peccedilas de accedilo estaacute em torno de
723degC pode-se concluir que a usinagem nessas condiccedilotildees pode resultar em transformaccedilatildeo de
fase
Todos estes fatores contribuem para a geraccedilatildeo de tensotildees residuais associadas a um
material torneado Entatildeo pode-se concluir que estas tensotildees podem apresentar diferentes
perfis dependendo de quatildeo gasta a ferramenta estaacute da presenccedila de lubrificaccedilatildeo e das
condiccedilotildees de operaccedilatildeo aleacutem de estarem diretamente relacionadas aos paracircmetros de corte
Normalmente o consenso eacute de que se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser
compressivas enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [12]
221 ndash Torneamento do accedilo 4140
Na literatura satildeo encontrados vaacuterios trabalhos que tecircm como objetivo estudar a
influecircncia dos paracircmetros de corte no desgaste das ferramentas de corte e principalmente na
integridade superficial das peccedilas produzidas Em particular os accedilos 4140 tecircm sido
amplamente estudados neste acircmbito tendo em vista sua aplicaccedilatildeo na induacutestria
Ersan Aslan et al (2007) [22] estudaram os efeitos dos paracircmetros de corte do accedilo
AISI 4140 endurecido (63 HRc) com ferramenta de ceracircmica misturada com Al2O3 + TiCN
no torneamento a seco Neste trabalho concluiu que a velocidade de corte foi o uacutenico fator
estatisticamente significante no desgaste da ferramenta e embora natildeo estatisticamente
significante a profundidade de corte teve uma influecircncia fiacutesica na variaccedilatildeo dos resultados
Apesar de inesperado observaram que velocidades elevadas diminuiacuteam o desgaste da
ferramenta e dessa forma concluiu-se que para minimizar o desgaste da ferramenta
velocidades de corte maiores 250 mmin e niacuteveis reduzidos de profundidade de corte 025
ou 050 mm devem ter preferecircncia Tambeacutem foi relatado que soacute duas interaccedilotildees velocidade
de corte e avanccedilo e avanccedilo e profundidade de corte possuiacuteram significacircncia estatiacutestica na
rugosidade superficial Na anaacutelise dos resultados chegou-se ao consenso de que uma
velocidade de corte elevada 250 mmin uma profundidade de corte miacutenima 025 mm e um
avanccedilo intermediaacuterio 010 mmrev minimizava os valores da rugosidade superficial
Sudhansu et al (2015) [23] pesquisaram a rugosidade superficial e o desgaste da
aresta de corte no torneamento severo do AISI 4140 com dureza de 52 HRc com pastilhas de
ceracircmica misturada com Al2O3 + TiCN e revestidas com PVD-TiN Na pesquisa os
paracircmetros usados foram combinaccedilotildees de velocidades de corte de 100 170 e 240 mmin
13
avanccedilos de 005 010 e 015 mmrev e profundidades de corte de 01 02 e 03 mm Apoacutes a
conclusatildeo dos experimentos conseguiram obter uma superfiacutecie com oacutetimo acabamento com o
torneamento severo tendo como conclusatildeo que a rugosidade superficial era afetada
principalmente pelo avanccedilo e que a profundidade de corte teve impacto despreziacutevel a
velocidade de corte teve um efeito negativo para a rugosidade e que quatildeo maior era a
velocidade de corte empregada (acima de 170 mmin) pior era a rugosidade superficial
Assim como Ersan et al (2007) [22] os autores reafirmaram que a velocidade de corte eacute o
fator preponderante sobre o desgaste da aresta da ferramenta de corte e os efeitos da interaccedilatildeo
avanccedilo-profundidade de corte satildeo notavelmente mais significantes em comparaccedilatildeo com o
avanccedilo somente Ressalta-se tambeacutem que embora a influecircncia da profundidade de corte natildeo
ter sido observada como significante estatisticamente o desgaste da aresta eacute uma funccedilatildeo
crescente da profundidade de corte A rugosidade do accedilo AISI 4140 foi uma funccedilatildeo do perfil
da aresta da pastilha ceracircmica revestida com TiN Quando a velocidade de corte era
aumentada o perfil da aresta da ferramenta crescia e isso causou deterioraccedilatildeo da superfiacutecie
trabalhada Apesar do crescimento do perfil da aresta ter chegado ao limite permissiacutevel de 03
mm a rugosidade Ra natildeo excedeu 16 microm
Alajmi et al (2015) [24] fizeram um monitoramento termograacutefico da aresta de corte
de ferramentas revestidas e natildeo revestidas na busca de aprender sobre os paracircmetros de corte
e suas influecircncias nas ferramentas e no aporte teacutermico nas ferramentas Nesse monitoramento
usou-se os paracircmetros de velocidade de corte de 75 e 115 mmin avanccedilo de 018 e 032
mmrev profundidade de corte de 15mm e com velocidades de cortes de 115 e 75 mmin em
diferentes accedilos sendo um deles o 4140 Com base nos ensaios realizados os autores
observaram que a velocidade de corte natildeo teve efeito significante nas temperaturas
observadas diferente do avanccedilo que com a sua reduccedilatildeo resultava em maiores valores de
temperatura Com a deformaccedilatildeo da aresta de corte uma elevaccedilatildeo da temperatura foi
observada provavelmente pela maior aacuterea de contato causada por essa deformaccedilatildeo e a
temperatura produzida pelas ferramentas eram menores quando as ferramentas possuiacuteam
revestimento Observou-se tambeacutem a importacircncia do uso de revestimento nas ferramentas e
sua influecircncia nas temperaturas obtidas conforme apresenta a Tabela 3 e as Figuras 6 e 7
14
Tabela 3 Testes e paracircmetros de ferramentas revestidas e sem revestimento [24 Modificado] [24]
Teste (nuacutemero)
Paracircmetros de corte Velocidade (V)
mmin Avanccedilo (f)
mmrev Profundidade de corte
(d) mm Diacircmetro
(mm) N
(rpm) T1 115 032 15 100 360 T2 115 018 15 100 360 T3 75 032 15 100 250 T4 75 018 15 100 250
Figura 7 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
15
Figura 8 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
Akbar et al (2008) [25] fizeram uma anaacutelise experimental da particcedilatildeo teacutermica no
torneamento a seco do accedilo AISI 4140 aplicando diferentes velocidades de corte incluindo
velocidades convencionais e altas velocidades de torneamento (100 197 314 395 565 628
785 e 880 mmin) O avanccedilo e a profundidade de corte foram mantidos constantes (01
mmrev e 25mm respectivamente) e o comprimento cortado foi limitado a 5mm para
minimizar a variaccedilatildeo que o desgaste da ferramenta poderia trazer Foram usadas duas
ferramentas uma de metal duro sem revestimento e outra com revestimento de TiN
Observou-se uma variaccedilatildeo no comportamento das forccedilas de corte com o aumento da
velocidade corte Variando a velocidade de corte de 100 ateacute 395 mmin a forccedila de corte
diminuiacutea Entretanto na faixa de 395 e 565 mmin essa forccedila cresce junto com a elevaccedilatildeo da
velocidade Em seguida a forccedila torna a diminuir na regiatildeo de altas velocidades acima de 565
mmin
Neste mesmo trabalho revelou-se que para as ferramentas revestidas com TiN as
forccedilas de corte diminuiacuteram gradativamente quando a velocidade aumentava (de 100 ateacute 880
mmin) A medidas experimentais de forccedila de corte e de avanccedilo foram maiores para as
ferramentas natildeo-revestidas em todas as velocidades estudadas Relata-se que este fenocircmeno
pode ser decorrente da reduccedilatildeo da fricccedilatildeo e da adesatildeo com a peccedila que o revestimento de TiN
proporciona A forccedila de avanccedilo tambeacutem reduziu gradualmente com o aumento da velocidade
de corte em todos os testes tanto para as ferramentas com revestimento ou sem
16
23 ndash Tensotildees Residuais
Matsumoto et al (1986) [26] definiram tensatildeo residual como a tensatildeo que permanece
no componente apoacutes a solicitaccedilatildeo termomecacircnica agrave qual foi submetido Sua presenccedila pode ser
uacutetil ou deleteacuteria dependendo da sua natureza trativa ou compressiva e magnitude alta ou
baixa A classificaccedilatildeo atual dos tipos de tensotildees residuais eacute definida quanto a sua abrangecircncia
podendo ser classificadas como Tensotildees Macroscoacutepicas tambeacutem referenciada como Tipo I
Tensotildees Microscoacutepicas chamadas de Tipo II e Tensotildees submicroscoacutepicas ou Tipo III [27]
bull Tensotildees residuais do tipo I Satildeo tensotildees a niacuteveis macroscoacutepicos em uma escala
maior que o tamanho de gratildeo do material
bull Tensotildees residuais do tipo II Satildeo tensotildees microscoacutepicas que variam dentro da
escala de um gratildeo individual Tais tensotildees satildeo esperadas natildeo somente em
materiais com muacuteltiplas microestruturas mas inclusive em materiais que
possuem uma microestrutura uacutenica devido a anisotropia e o comportamento de
cada gratildeo
bull Tensotildees residuais do tipo III Tambeacutem satildeo tensotildees microscoacutepicas poreacutem esta
existe dentro do gratildeo Por isso muitas vezes satildeo chamadas de submicroscoacutepicas
Satildeo essencialmente resultado da presenccedila de descontinuidades e outros defeitos
da estrutura cristalina do material Normalmente vem acompanhada da Tensatildeo
de Tipo II
Na Figura 9 eacute apresentado um diagrama esquemaacutetico que mostra os 3 tipos de tensatildeo
residual (120590119868 120590119868119868 119890 120590119868119868119868) [27]
17
Figura 9 Desenho esquemaacutetico dos tipos de tensatildeo residual [27]
A anaacutelise das tensotildees residuais presentes nos componentes mecacircnicos bem como a
compreensatildeo do comportamento das propriedades mecacircnicas dos materiais quando sujeitos a
campos de tensotildees originados nos processos usinagem eacute de grande importacircncia para diversas
aacutereas Estaacute bem estabelecido que a presenccedila de tensotildees residuais compressivas na superfiacutecie
do material aumenta a sobrevida em fadiga pois a compressatildeo dificulta a nucleaccedilatildeo eou a
propagaccedilatildeo de trincas [28] Em contrapartida tensotildees trativas podem se somar agraves tensotildees de
trabalho mesmo no regime elaacutestico podendo levar a ruptura prematura do componente [29]
231 ndash Tensotildees Residuais em usinagem
As tensotildees residuais satildeo desenvolvidas em qualquer processo termomecacircnico sendo
essas tensotildees classificadas de acordo com sua origem em Teacutermica Quiacutemica e Mecacircnica
Entre as trecircs origens as tensotildees de origem teacutermica em um niacutevel macroscoacutepico satildeo
decorrentes de um aquecimento e resfriamento natildeo uniforme advindas de processos como a
usinagem e tratamentos teacutermicos Adicionalmente restriccedilotildees impostas por peccedilas de grande
volume podem levar ao desenvolvimento de tensotildees elevadas magnitudes devido ao
gradiente teacutermico entre a superfiacutecie e o nuacutecleo da peccedila Um exemplo eacute o processo de tempera
de um accedilo que leva a tensotildees compressivas na superfiacutecie balanceadas com tensotildees trativas no
centro do componente [27]
Tensotildees de origem quiacutemica se desenvolvem devido a mudanccedilas de volume associadas
com reaccedilotildees quiacutemicas precipitaccedilatildeo e transformaccedilatildeo de fase Tratamento quiacutemicos
18
superficiais e revestimento de materiais levam a um gradiente de tensatildeo residual de elevada
magnitude nas camadas superficiais [27] Como exemplo cita-se a nitretaccedilatildeo que tende a gerar
tensotildees compressivas na regiatildeo de difusatildeo por causa da expansatildeo estrutural e precipitaccedilatildeo de
nitretos [30]
O escoamento plaacutestico natildeo homogecircneo tambeacutem resulta em campos de tensatildeo residual
neste caso de origem mecacircnica Essas tensotildees podem se desenvolver de forma natural durante
o processo de fabricaccedilatildeo ou tratamento teacutermico dos materiais podendo ser tambeacutem
introduzidas de forma deliberada para o desenvolvimento de um perfil especiacutefico de tensatildeo
[27] Seja qual for o processo de usinagem de materiais metaacutelicos iraacute causar tensotildees residuais
que podem alcanccedilar valores proacuteximos ao limite de escoamento do material e influenciar na
vida em serviccedilo de componentes mecacircnicos Portanto definir o processo adequado para cada
aplicaccedilatildeo requer a previsatildeo de quatildeo elevada seraacute a tensatildeo residual gerada em funccedilatildeo dos
paracircmetros envolvidos no do processo utilizado [31]
Pesquisadores concordam que as tensotildees residuais de um componente satildeo um
conjunto das trecircs fontes de tensatildeo residual Muito dificilmente um componente soacute teraacute sido
submetido agrave processos que soacute resultem de uma soacute fonte de tensatildeo residual Especificamente
na usinagem os paracircmetros de corte utilizados na usinagem como velocidade de corte
velocidade de avanccedilo profundidade de corte aleacutem do estado da ferramenta e tipo de
lubrificaccedilatildeo empregadas podem levar a uma variaccedilatildeo significativa da taxa de produccedilatildeo e
tambeacutem nas tensotildees residuais presentes no componente usinado [32] Em geral o consenso eacute
de que na usinagem se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser compressivas
enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [14] Contudo Matsumoto et
al (1986) [26] afirmam que em funccedilatildeo da dureza do material a usinagem pode promover
tensotildees residuais de compressatildeo ou de traccedilatildeo Por exemplo para os accedilos de baixa dureza a
tensatildeo residual eacute trativa e para os accedilos com elevada dureza a tensatildeo residual eacute compressiva
232 ndash Tensotildees Residuais em torneamento
O estudo sobre tensotildees residuais em usinagem em particular no torneamento
aumentou nos uacuteltimos anos A necessidade de ganhar produtividade leva os setores de
usinagem a empregar paracircmetros de corte cada vez mais severos o que tende a mudar
19
significativamente o estado das tensotildees residuais principalmente as superficiais nos
componentes usinados
Capello et al (2004) [32] fizeram um estudo comparando a influecircncia dos paracircmetros
de corte no torneamento de diferentes materiais nas tensotildees residuais obtidas Nesse trabalho
foi utilizada uma velocidade de corte fixa e quatro paracircmetros distintos profundidade de
corte avanccedilo raio da ponta da ferramenta e acircngulo de entrada para 3 accedilos diferentes Um accedilo
com propriedades mecacircnicas elevadas (39NiCrMo3) o segundo com propriedades
intermediaacuterias (C45 steel) e o terceiro com propriedades baixas (Fe370) Pelos resultados
obtidos foi verificado que os paracircmetros que se expressavam mais nas tensotildees residuais
foram o avanccedilo colocado na maacutequina e o raio da ferramenta Com a elevaccedilatildeo do valor do
avanccedilo e com o aumento do raio da ferramenta as tensotildees geradas resultantes se
pronunciavam com caraacuteter trativo
Garcia et al (2012) [33] realizaram um estudo sobre o efeito dos paracircmetros de corte
na geraccedilatildeo das tensotildees residuais superficiais no torneamento de um accedilo AISI 4340 Como
principais conclusotildees esse trabalho mostrou que com o aumento da velocidade de corte as
tensotildees residuais tendiam a serem menos trativas Contudo as tensotildees residuais tendem a ser
mais trativas com o aumento do avanccedilo possivelmente em virtude do aumento da temperatura
de corte e a rugosidade superficial tambeacutem se elevava Logo a integridade superficial
piorava com o aumento do avanccedilo de corte A Figura 10 mostra as curvas obtidas nas direccedilotildees
de avanccedilo (longitudinal) e direccedilatildeo de corte (circunferencial) onde eacute possiacutevel observar o
comportamento trativo das tensotildees residuais Esses dados indicando que os fatores (teacutermico
deformaccedilatildeo plaacutestica e de transformaccedilatildeo fase) responsaacuteveis pela geraccedilatildeo das tensotildees
superficiais mudam de acordo com o campo da velocidade de corte empregado Neste caso
para velocidades menores o fator mais expressivo eacute a temperatura que gera tensotildees teacutermicas
de traccedilatildeo e para velocidades mais elevadas as tensotildees geradas pela transformaccedilatildeo de fase
eou de deformaccedilatildeo plaacutestica eram as que adquiriam maior importacircncia
20
Figura 10 Tensotildees residuais medidas na direccedilatildeo de longitudinal (a) e na direccedilatildeo
circunferencial (b) [33]
21
233 ndash Tensometria por difraccedilatildeo de Raios-X
Existem diversas teacutecnicas experimentais de se obter os valores de tensatildeo residual
Bordinassi et al (2006) [34] citam que atualmente os dois meacutetodos mais utilizados satildeo o do
furo cego e a tensometria por difraccedilatildeo de raios-X sendo este uacuteltimo o mais utilizado dentre os
dois Martins et al (2004) [35] afirmam tambeacutem que o meacutetodo por difraccedilatildeo de raios-X
apresenta os melhores resultados quando comparado com o meacutetodo micromagneacutetico e
meacutetodo do furo Todas essas teacutecnicas podem ser classificadas de acordo com o niacutevel de dano
introduzido no material em [36]
bull Destrutivas processos que para obtenccedilatildeo das informaccedilotildees de deformaccedilatildeo
necessaacuterias para a anaacutelise das tensotildees residuais comprometem ou
impossibilitam o uso da amostra analisada
bull Natildeo destrutivos natildeo precisam da remoccedilatildeo material e natildeo provocam qualquer
tipo de dano durante a mediccedilatildeo de tensotildees residuais
bull Parcialmente destrutivas alguns autores como Hilson et al (2009) [36]
defendem que existe uma terceira categoria que eacute caracterizada pelo dano na
peccedila poreacutem com possibilidade de utilizaccedilatildeo da amostra como ilustra a Figura
11
Figura 11 Classificaccedilatildeo dos processos de mediccedilatildeo de tensotildees residuais [37]
22
Aleacutem dos danos causados no material outros fatores devem ser levados em
consideraccedilatildeo ao escolher a teacutecnica adequada Satildeo eles [27]
bull Fatores relativos a praticidade custo e disponibilidade do equipamento
portabilidade velocidade de mediccedilatildeo existecircncia de procedimento padronizado e
niacutevel de habilidade requerida do operador
bull Fatores relativo ao material classe do material que pode ser analisado por uma
teacutecnica particular preparaccedilatildeo preacutevia da superfiacutecie e necessidade de propriedades
especiacuteficas
bull Fatores relativos a mediccedilatildeo resoluccedilatildeo penetraccedilatildeo tipo de tensatildeo detectada
gradiente de tensatildeo incerteza e aacuterea ou volume de anaacutelise
A maioria das teacutecnicas existentes satildeo capazes de medir tensotildees residuais do tipo I
Poreacutem somente algumas como difraccedilatildeo de raios-X possuem a resoluccedilatildeo necessaacuteria para
medir tensotildees residuais de tipo II E mesmo com bons niacuteveis de resoluccedilatildeo as incertezas das
mediccedilotildees podem ser elevadas chegando a 30 do valor medido [27] Um resumo desses
fatores estaacute descrito na Tabela 4
Tabela 4 Teacutecnicas e caracteriacutesticas para determinaccedilatildeo da tensatildeo residual [27 Modificado] [27]
Teacutecnica Velocidade Penetraccedilatildeo Aacuterea de anaacutelise
Resoluccedilatildeo Tipo de Tensatildeo
Furos Cego
Raacutepida Meacutedia
Igual ao tamanho do furo
1-2 mm diacircmetro
50 -100 microm I
Difraccedilatildeo de Raio-X
Raacutepida Meacutedia
Ateacute 1 mm 01 ndash 1 mmsup2 20 microm I e II
Ultrassom Raacutepida gt100 mm 1-400 mmsup2 1 mm I
Magneacutetica Raacutepida 20 a 300 microm gt2 mmsup2 5 mm I
A teacutecnica utilizada nos procedimentos experimentais deste trabalho foi a de difraccedilatildeo
de Raios X Atraveacutes desta teacutecnica a deformaccedilatildeo causada na superfiacutecie eacute obtida pela razatildeo da
variaccedilatildeo da distacircncia interplanar pela distacircncia livre de deformaccedilatildeo Como pode ser
observado na Figura 12 o paracircmetro chamado de distacircncia interplanar eacute representado pela
letra ldquodrdquo Esta distacircncia eacute entatildeo convertida em tensatildeo segundo equaccedilotildees derivadas da teoria
da elasticidade [38] ou seja a variaccedilatildeo da distacircncia entre planos cristalinos induzida pela
presenccedila de tensotildees eacute medida com base na lei de Bragg e as tensotildees satildeo calculadas
23
assumindo-se que a distorccedilatildeo ocorre no regime elaacutestico Desta forma somente a parte elaacutestica
do campo de deformaccedilotildees eacute medida uma vez que a deformaccedilatildeo plaacutestica natildeo afeta os
paracircmetros cristalinos Como dito anteriormente esta eacute uma teacutecnica natildeo destrutiva e como a
maioria das teacutecnicas natildeo destrutivas eacute limitada agraves camadas superficiais na ordem de 10 microm
[35]
Figura 12 Difraccedilatildeo de raios-X em cristais simples carregados e descarregados [39]
Bragg descreve a difraccedilatildeo de raios X no estado inicial natildeo deformado como uma
reflexatildeo segundo alguns planos cristalinos Estes planos possuem uma distacircncia ldquodrdquo chamada
de distacircncia interplanar Um feixe paralelo de raios-X de comprimento de onda λ que incide
na superfiacutecie deste material com um acircngulo de incidecircncia θ iraacute sofrer uma difraccedilatildeo sob o
mesmo acircngulo θ desde que a equaccedilatildeo de Bragg seja satisfeita (equaccedilatildeo 31)
119899 = 2119889 ∙ 119904119890119899120579 (31)
24
Entatildeo ao utilizar um feixe de raios-X monocromaacuteticos (λ = constante) o valor do
acircngulo θ referente a uma intensidade maacutexima de difraccedilatildeo depende somente da distacircncia
interplanar ldquodrdquo
A derivada da expressatildeo de Bragg indica que
∆119889
119889+
119888119900119904120579
119904119890119899120579∙ ∆120579 = 0 (32)
120576 = minus∆120579 ∙ cot 119892120579 (33)
∆120579 = 120579119888119900119898 119905119890119899119904atilde119900 minus 120579119904119890119898 119905119890119899119904atilde119900 (34)
Medindo ∆120579 pode-se calcular a deformaccedilatildeo e consequentemente a respectiva tensatildeo
residual Vaacuterios meacutetodos satildeo propostos para determinaccedilatildeo das deformaccedilotildees segundo a
difraccedilatildeo de raiosndashX [39] [40] Poreacutem no escopo deste trabalho seraacute tratado somente o meacutetodo
do sensup2 Segundo Bordinassi et al (2006) [34] este meacutetodo tem sua maior aplicabilidade
quando se busca maior exatidatildeo nas medidas cujas amostras possuem um certo grau de
textura Este meacutetodo nada mais eacute que a adequaccedilatildeo da Equaccedilatildeo 33 utilizando coordenadas
polares (Figura 13) ao estado real de tensotildees que resulta em
120576(120593) = cot 119892120579 ∙ (120579120593 minus 120579119900) (35)
Figura 13 Sistema de coordenadas polares [41 Modificado] [41]
Sabendo que
25
120576120593 = (1205901 ∙ 1198881199001199042120593 + 1205902 ∙ 1199041198901198992120593)1199041198901198992 minus 120583(1205901 + 1205902 + 1205903)
119864 (36)
Mantendo o acircngulo 120593 fixo e determinando a diferenccedila entre as deformaccedilotildees em duas
direccedilotildees distintas atraveacutes do acircngulo obtemos
120576(1205932) minus 120576(1205931) = cot 119892120579119900 ∙ (1205791205932minus 1205791205931
) (37)
Reescrevendo o primeiro termo da equaccedilatildeo 36 em funccedilatildeo da diferenccedila de deformaccedilatildeo
entre duas direccedilotildees diferentes temos
120576(1205932) minus 120576(1205931) =(1 + 120583) ∙ 120590120593 ∙ (11990411989011989922 minus 11990411989011989921)
119864 (38)
Substituindo o primeiro membro da Equaccedilatildeo 38 pelo segundo membro da equaccedilatildeo 37
obteacutem-se a equaccedilatildeo utilizada na mediccedilatildeo de tensotildees residuais
120590120593 =119864
(1 + 120583)∙ cot 119892120579119900 ∙
(1205791205932minus 1205791205931
)
(11990411989011989922 minus 11990411989011989921) (38)
O graacutefico da Figura 14 eacute obtido pela plotagem das variaccedilotildees dos acircngulos de difraccedilatildeo
2θ com as variaccedilotildees dos acircngulos de incidecircncia dos raios-X Podemos observar a partir da
equaccedilatildeo 38 que a tensatildeo residual eacute diretamente proporcional agrave derivada de 2θ em funccedilatildeo de
sensup2ψ
Figura 14 Estado de tensatildeo do material em funccedilatildeo do declive da curva 2θ x sensup2ψ [41]
26
Capiacutetulo 3
Materiais e Meacutetodos
A realizaccedilatildeo do procedimento experimental teve algumas fases dentre as quais pode-
se citar a preparaccedilatildeo das amostras torneamento em alta velocidade mediccedilatildeo das tensotildees
residuais superficiais por difraccedilatildeo de raios-x e anaacutelise dos resultados Os itens subsequentes
descrevem em detalhes todos os meacutetodos equipamentos e procedimentos utilizados neste
trabalho
31 ndash Material
O material utilizado na confecccedilatildeo das amostras foi o accedilo SAE 4140 cuja a dureza
medida foi de aproximadamente 15 HRc Este accedilo foi adquirido em barras de duas polegadas
de diacircmetro por 120 mm de comprimento e em cada barra foi confeccionado 4 amostras
conforme a Figura 15
Figura 15 Representaccedilatildeo esquemaacutetica das amostras
27
32 ndash Preparaccedilatildeo das amostras
A amostra foi usinada no torno mecacircnico convencional do Laboratoacuterio de Pesquisa em
Usinagem (LABUS) do Centro Federal de Ensino Tecnoloacutegico Celso Suckow da Fonseca
(CEFET ndash RJ Maracanatilde) conforme a Figura 16 Na operaccedilatildeo foi utilizado fluido de corte
para tentar amenizar a influecircncia desta usinagem no resultado final
Figura 16 Torno utilizado na preparaccedilatildeo da amostra
A partir dos resultados obtidos das tensotildees residuais apoacutes a usinagem no torno
convencional constatou-se que as medidas foram muito aleatoacuterias devido ao desgaste da
ferramenta utilizada e entatildeo optou-se por realizar um tratamento teacutermico de aliacutevio de tensotildees
(TTAT) para evitar que os resultados da usinagem principal fossem influenciados pela
operaccedilatildeo anterior As amostras foram aquecidas agrave uma taxa de aproximadamente 175 ordmC
min Apoacutes atingida e estabilizada a temperatura de 600degC a amostra permaneceu nesta
condiccedilatildeo por 2 horas sendo posteriormente resfriada no forno Os valores das tensotildees foram
medidos novamente apoacutes o tratamento
28
33 ndash Torneamento em Alta Velocidade
O torno utilizado nas operaccedilotildees em alta velocidade foi o centro de torneamento Romi
modelo Centur 30D conforme apresenta a Figura 17 capaz de operar em uma faixa em
velocidades entre 4 a 4000 rpm e com potecircncia de 10 CV
Figura 17 CNC Romi Centur 30D
De acordo com as caracteriacutesticas do torno foram escolhidos os paracircmetros mostrados
na Tabela 5 que podem se enquadrar no regime de torneamento em alta velocidade A
profundidade de corte (ap) tambeacutem foi modificada entre as condiccedilotildees [33] Entatildeo o
torneamento das amostras foi fundamentado em um experimento fatorial de quatro
combinaccedilotildees sendo duas repeticcedilotildees para cada combinaccedilatildeo Foi usado um avanccedilo (a)
constante para todas as condiccedilotildees de 02 mmrot A programaccedilatildeo utilizada pode ser
encontrada no Anexo A
Tabela 5 Tabela das Condiccedilotildees
Condiccedilatildeo A B Vc [mmin] ap [mm]
1 -1 -1 500 01
2 -1 1 500 02
3 1 -1 600 01
4 1 1 600 02
29
Onde
Fatores A Velocidade de Corte (Niacuteveis 119881minus1 = 500 119898119898119894119899 e 119881+1 = 600 119898119898119894119899)
B Profundidade de Corte (Niacuteveis 119865minus1 = 01 119898119898 ou 119865+1 = 02 119898119898)
Tratamentos
119881minus1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 02 mm
119881minus1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 02 mm
Unidade
Experimental Mega Pascal
As ferramentas utilizadas foram os insertos VBMT 160408-PM4325 da Sandvik com
geometria mostrada na Figura 18 Para cada condiccedilatildeo foi utilizado um soacute gume de corte para
garantir a uniformidade da aresta de corte e evitar que o desgaste da ferramenta influenciasse
nos resultados finais A Tabela 6 fornece as principais caracteriacutesticas do inserto
Figura 18 Insertos utilizados no torneamento
Tabela 6 Propriedades do inserto
Tamanho Efetivo da aresta de corte (LE) 15806 mm
Diacircmetro ciacuterculo inscrito (IC) 9525 mm
Raio da ponta (RE) 0794 mm
Espessura (S) 4763 mm
30
34 ndash Mediccedilatildeo das tensotildees residuais
As mediccedilotildees de tensotildees residuais foram realizadas no Laboratoacuterio de Anaacutelise de
Tensotildees (LAT) do Departamento de Engenharia Mecacircnica da Universidade Federal
Fluminense (UFF) A teacutecnica adotada foi a de tensometria por difraccedilatildeo de raios-X utilizando-
se o equipamento de anaacutelise de tensotildees da Stressrad (Figura 19)
Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra
As amostras foram medidas em duas direccedilotildees longitudinal (L) e circunferencial copy
conforme detalha a Figura 20 Os seguintes paracircmetros foram adotados
Radiaccedilatildeo Crκα (λ=22809Å) difratando o plano cristalograacutefico (211) da ferrita
Acircngulo de difraccedilatildeo de ferrita (2θ) 1562ordm
Acircngulos Ψ 0ordm 21ordm 30ordm 38ordm 45ordm
Tempo de exposiccedilatildeo ao Raio-X 45s para cada acircngulo Ψ
FONTE DE ALTA TENSAtildeO
AMOSTRA SOFTWARE
TUBO DE Crκα
GONIOcircMETRO
31
Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial
A rugosidade superficial das amostras foi medida com o rugosiacutemetro da Taylor
Hobson Precision Surtronic 25 (Figura 21) As mediccedilotildees foram feitas em pontos distintos da
amostra no sentido longitudinal procurando obter o resultado que melhor representasse a
rugosidade real das amostras Foram realizadas 7 medidas em cada amostra
O paracircmetro adotado foi a rugosidade meacutedia (Ra) na qual o comprimento de mediccedilatildeo
foi de L= 400 e o de amostragem igual a La = 08mm O raio da ponta do apalpador eacute de
5microm conferindo ao equipamento uma resoluccedilatildeo de 001microm com precisatildeo de 2 do valor
medido
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson
32
Capiacutetulo 4
Resultados e discussotildees
As anaacutelises inicias foram com base nos valores de tensatildeo residuais (TR) sendo as
medidas realizadas apoacutes a preparaccedilatildeo das amostras mas devido a heterogeneidade
apresentada pelas mesmas foi realizado um TTAT Apoacutes o tratamento teacutermico obteve-se uma
meacutedia de -144 MPa nas tensotildees residuais longitudinais (L) e de -142 MPa na direccedilatildeo
circunferencial (C) com erro de aproximadamente 15 MPa Apoacutes a usinagem principal as
tensotildees residuais foram medidas novamente e a Tabela 7 apresenta os valores obtidos em
todas as amostras
Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem
Condiccedilatildeo Amostra Tensatildeo Residual [MPa]
Longitudinal (L) Circunferencial (C)
1 2D -183 plusmn 20 435 plusmn 31
2C 67 plusmn 1 550 plusmn 16
2 2B -162 plusmn 33 498 plusmn 0
2A 179 plusmn 25 508 plusmn 101
3 1D -260 plusmn 75 291 plusmn 41
1C -90 plusmn 0 405 plusmn 33
4 1B 97 plusmn 23 369 plusmn 1
1A 125 plusmn 6 262 plusmn 8
A Figura 22 mostra os valores das tensotildees residual nas direccedilotildees circunferencial e longitudinal
respectivamente Com base nos graacuteficos nota-se que o comportamento das TR
circunferenciais eacute homogecircneo e coerente com a literatura [33] onde com valores maiores de
velocidade de corte tem-se uma diminuiccedilatildeo na magnitude das tensotildees trativas Entretanto na
longitudinal haacute muita heterogeneidade nos valores o que torna difiacutecil a anaacutelise dos resultados
nesta direccedilatildeo
33
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Longitudinal
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
1 2 3 4Condiccedilotildees
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Condiccedilotildees
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial
A Tabela 8 apresenta a meacutedia das tensotildees para cada condiccedilatildeo tanto na direccedilatildeo
longitudinal quanto na transversal a fim de analisar a influecircncia de cada paracircmetro nas
tensotildees residuais gerados no torneamento Conforme valores apresentados as tensotildees
superficiais circunferenciais encontram-se no estado de traccedilatildeo enquanto as tensotildees na direccedilatildeo
longitudinal apresentam um misto de compressatildeo e traccedilatildeo
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual
Condiccedilatildeo Tensotildees residuais (MPa)
C L
1 4925 plusmn 5 -58 plusmn 3
2 503 plusmn 7 85 plusmn 5
3 348 plusmn 6 -175 plusmn 6
4 3155 plusmn 2 111 plusmn 4
34
Avaliando o graacutefico da Figura 23 eacute possiacutevel observar uma clara reduccedilatildeo nos valores
das tensotildees quando passamos do regime de velocidade de 500mmin (condiccedilotildees 1 e 2) para o
de 600mmin (condiccedilotildees 3 e 4) Isto sugere que a tendecircncia da tensatildeo residual eacute reduzir seu
valor com o aumento da velocidade de corte conforme previsto na literatura [33] para
condiccedilotildees de transiccedilatildeo baixa-alta velocidade de corte Este comportamento sugere que a
condiccedilatildeo um e dois encontram-se no limiar do regime de altas velocidades
Com relaccedilatildeo ao efeito da profundidade nota-se que o comportamento das tensotildees
residuais eacute resultado da combinaccedilatildeo entre profundidade e velocidade Quando se tem
velocidades de corte maior o aumento da profundidade tende a diminuir os valores das
tensotildees ou seja aumenta o efeito da deformaccedilatildeo plaacutestica sobre o gradiente teacutermico o que natildeo
eacute evidente para velocidades menores
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Profundidade
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial
Na direccedilatildeo longitudinal (Figura 24) percebe-se uma amplificaccedilatildeo do efeito da
profundidade de corte na tensatildeo residual com o aumento da velocidade de corte Para as
amostras que foram submetidas agrave maior velocidade de corte ocorreu um aumento expressivo
da diferenccedila dos valores de tensotildees residuais encontrados em funccedilatildeo de uma mesma
profundidade de corte utilizada Contudo considerando o desvio padratildeo entre as medidas natildeo
35
se pode concluir qual a tendecircncia das TR na direccedilatildeo longitudinal com essa quantidade de
amostras pois haacute muita heterogeneidade nas medidas
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
LongitudinalT
ensatilde
o R
esid
ual (
MP
a)
Profundidade
Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal
Com relaccedilatildeo agrave rugosidade a literatura [10] descreve que com o aumento da velocidade
de corte ocorre uma diminuiccedilatildeo dos valores meacutedios de rugosidade enquanto que o aumento
da profundidade de corte acarreta em valores maiores de rugosidade apesar deste uacuteltimo natildeo
impactar tanto nos resultados Analisando os valores de rugosidade apresentados na Figura 25
em conjunto com a Figura 26 nota-se que os menores valores meacutedios de rugosidade foram
obtidos para os maiores valores de velocidade de corte (condiccedilotildees 3 e 4) Contudo tambeacutem
fica claro que existe uma inconsistecircncia dos valores apresentados na condiccedilatildeo dois O valor
esperado para esta condiccedilatildeo era seguir a tendecircncia das condiccedilotildees trecircs e quatro ou seja o valor
meacutedio de rugosidade da condiccedilatildeo dois deveria ser da mesma magnitude do valor da condiccedilatildeo
um poreacutem superior assim como o da condiccedilatildeo quatro eacute maior do que o da condiccedilatildeo trecircs
36
01 0223
24
25
26
27
28
29
30Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Profundidade
Vc = 500 [mmin] Vc = 600 [mmin]
Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade
1 2 3 423
24
25
26
27
28
29
30 Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Condiccedilatildeo
Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial
Analisando a Figura 27 eacute perceptiacutevel que o aumento da profundidade de corte
ocasionou resultados com tensotildees longitudinais de natureza trativa Isso pode ser relacionado
37
com um possiacutevel fator teacutermico imposto pela maior profundidade de corte sendo mais
evidente com maiores valores de velocidade de corte Entretanto quando se compara tensotildees
residuais com rugosidade novamente natildeo haacute como chegar a conclusotildees
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
1 2 3 4
Longitudinal
Condiccedilotildees
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
24
26
28
30
Rug
osid
ade
(μm
)
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
9
Com o decorrer dos anos diversas outras contribuiccedilotildees surgiram para poder fazer a
usinagem com velocidades de corte cada vez mais elevadas Essas contribuiccedilotildees foram em
diferentes aacutereas como os materiais para as ferramentas e na elaboraccedilatildeo de maacutequinas-
ferramentas que fossem capazes de suportar tamanhas velocidades e consequentemente as
solicitaccedilotildees que esse tipo de usinagem impotildee na maacutequina [13]
A usinagem em alta velocidade de corte ou HSM (High Speed Machining) ou HSC
(High Speed Cutting) eacute reconhecida como uma importante tecnologia de usinagem em
desenvolvimento e implantaccedilatildeo Esse modo de operaccedilatildeo tem como principal vantagem a
possibilidade de executar usinagem com velocidades de corte cinco a dez vezes maiores do
que as normalmente utilizadas e com avanccedilo e profundidade de corte menores do que os
adotados na usinagem convencional Embora possa ser utilizada em operaccedilotildees de desbaste a
sua aplicaccedilatildeo eacute sobretudo indicada para semi-acabamento e acabamento [14]
A definiccedilatildeo de ldquoalta velocidade de corterdquo eacute relativa pois essa definiccedilatildeo diz respeito ao
material a ser usinado da ferramenta de corte e do processo de usinagem Isto significa dizer
que dependendo da configuraccedilatildeo da operaccedilatildeo ela pode ser considerada em alta velocidade
para um material e baixa para outro por exemplo com uma ferramenta de accedilo raacutepido para
usinagem de um material de baixa resistecircncia os valores dos paracircmetros podem ser
aumentados jaacute para a usinagem de materiais de elevadas resistecircncias esses mesmos
paracircmetros satildeo reduzidos para preservar a peccedila e a ferramenta de corte [13] Por mais incerto
que ainda seja definir quais paracircmetros satildeo considerados alta velocidade Muumlller e Soto 1999
[15] estipularam faixas de velocidades de corte e sua caracterizaccedilatildeo conforme a Figura 4
Figura 4 Faixa de velocidade de corte para diversas operaccedilotildees de usinagem [15
Modificado][15]
10
A seleccedilatildeo cuidadosa dos paracircmetros de corte corretos de usinagem tem forte influecircncia
na obtenccedilatildeo de uma boa integridade superficial Este termo foi primeiramente discutido por
Field e Kahles et al (1964) [16] para eles a Integridade Superficial eacute um meio de definir os
aspectos superficiais em termos da performance de um componente em serviccedilo
Adicionalmente segundo Griffths et al (1989) [17] tambeacutem tem valor topoloacutegico mecacircnico
quiacutemico e metaluacutergico como rugosidade variaccedilotildees de dureza mudanccedilas microestruturais e
tensotildees residuais
Para os processos de usinagem a rugosidade tem grande importacircncias pois a mesma eacute
fundamental para o controle da qualidade das peccedilas produzidas A rugosidade pode ser
definhada como a topografia em escala microscoacutepica apoacutes um processo de retirada de material
como a usinagem Os fatores que contribuem com a rugosidade normalmente estatildeo mais
relacionados com os paracircmetros de processo do que com o maquinaacuterio Alguns exemplos satildeo
marcas deixadas pela ferramenta devido a fragmentos ou ao gume de corte geraccedilatildeo de
rebarba do material durante o corte forma geomeacutetrica da ferramenta quebra de cavaco entre
outros [9]
Dentre os paracircmetros utilizados na avaliaccedilatildeo da rugosidade o mais comumente
empregado eacute o da rugosidade meacutedia (Ra) [18] Tal paracircmetro eacute obtido atraveacutes da meacutedia
aritmeacutetica do perfil da superfiacutecie em relaccedilatildeo a uma linha meacutedia definida atraveacutes de um
comprimento de amostra [19] [20] Segundo Machado et al (2009) [9] outro paracircmetro
largamente utilizado eacute o da rugosidade Total (Rt) que consiste na distacircncia total entre o maior
pico e o vale mais profundo A Figura 5 mostra a representaccedilatildeo graacutefica de ambos os
paracircmetros Ra e Rt
Figura 5 Rugosidades Ra e Rt [21]
11
Segundo Griffths et al (2001) [12] o torneamento produz efeitos termomecacircnicos
que estatildeo diretamente relacionados agrave integridade superficial da peccedila usinada O efeito
mecacircnico adveacutem principalmente das tensotildees de cisalhamentos desenvolvidas no processo
sendo estas distribuiacutedas em trecircs zonas A chamada zona primaacuteria ocorre na peccedila a medida que
o material eacute removido e convertido em cavaco a secundaacuteria fica localizada na parte inferior
do cavaco a medida que este eacute forccedilado contra a ferramenta e a terciaacuteria ocorre na parte
inferior da ferramenta agrave medida que esta eacute arrastada sobre o material receacutem cortado As
tensotildees primaacuterias e terciaacuterias afetam a superfiacutecie da peccedila cortada jaacute a secundaacuteria natildeo como
mostra a Figura 6 [12]
Adicionalmente pode-se relacionar essas zonas com os raios da ponta das ferramentas
e seu desgaste na integridade superficial da peccedila Em uma ferramenta afiada a ponta da
ferramenta tem um raio de tiacutepico de 8 microm Com o uso da ferramenta e sua degradaccedilatildeo o raio
da ponta aumenta levando a uma planificaccedilatildeo da face da ferramenta em contato com a peccedila e
aumentado os valores do acircngulo de inclinaccedilatildeo Com este aumento o material que se encontra
na ponta da ferramenta eacute forccedilado para frente e comprimido contra a superfiacutecie do material
Quando o acircngulo de inclinaccedilatildeo chega a um valor criacutetico segundo Griffths et al (2001) [12]
maior que -75deg a ferramenta deixa de cortar e passa a criar protuberacircncias no material
degradando a integridade superficial do mesmo
Figura 6 Zonas de esforccedilo cisalhante na ferramenta durante o torneamento [12 Modificado]
[12]
Ainda com relaccedilatildeo ao raio da ponta da ferramenta e seu desgaste sabe-se que
ferramentas afiadas geram temperaturas comparativamente menores que uma natildeo afiada
Segundo Griffths et al (2001) [12] uma ferramenta gasta pode gerar temperaturas proacuteximas a
700degC dependendo dos paracircmetros de corte aplicados Considerando que a temperatura de
12
transformaccedilatildeo microestrutural de algumas fases presentes em peccedilas de accedilo estaacute em torno de
723degC pode-se concluir que a usinagem nessas condiccedilotildees pode resultar em transformaccedilatildeo de
fase
Todos estes fatores contribuem para a geraccedilatildeo de tensotildees residuais associadas a um
material torneado Entatildeo pode-se concluir que estas tensotildees podem apresentar diferentes
perfis dependendo de quatildeo gasta a ferramenta estaacute da presenccedila de lubrificaccedilatildeo e das
condiccedilotildees de operaccedilatildeo aleacutem de estarem diretamente relacionadas aos paracircmetros de corte
Normalmente o consenso eacute de que se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser
compressivas enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [12]
221 ndash Torneamento do accedilo 4140
Na literatura satildeo encontrados vaacuterios trabalhos que tecircm como objetivo estudar a
influecircncia dos paracircmetros de corte no desgaste das ferramentas de corte e principalmente na
integridade superficial das peccedilas produzidas Em particular os accedilos 4140 tecircm sido
amplamente estudados neste acircmbito tendo em vista sua aplicaccedilatildeo na induacutestria
Ersan Aslan et al (2007) [22] estudaram os efeitos dos paracircmetros de corte do accedilo
AISI 4140 endurecido (63 HRc) com ferramenta de ceracircmica misturada com Al2O3 + TiCN
no torneamento a seco Neste trabalho concluiu que a velocidade de corte foi o uacutenico fator
estatisticamente significante no desgaste da ferramenta e embora natildeo estatisticamente
significante a profundidade de corte teve uma influecircncia fiacutesica na variaccedilatildeo dos resultados
Apesar de inesperado observaram que velocidades elevadas diminuiacuteam o desgaste da
ferramenta e dessa forma concluiu-se que para minimizar o desgaste da ferramenta
velocidades de corte maiores 250 mmin e niacuteveis reduzidos de profundidade de corte 025
ou 050 mm devem ter preferecircncia Tambeacutem foi relatado que soacute duas interaccedilotildees velocidade
de corte e avanccedilo e avanccedilo e profundidade de corte possuiacuteram significacircncia estatiacutestica na
rugosidade superficial Na anaacutelise dos resultados chegou-se ao consenso de que uma
velocidade de corte elevada 250 mmin uma profundidade de corte miacutenima 025 mm e um
avanccedilo intermediaacuterio 010 mmrev minimizava os valores da rugosidade superficial
Sudhansu et al (2015) [23] pesquisaram a rugosidade superficial e o desgaste da
aresta de corte no torneamento severo do AISI 4140 com dureza de 52 HRc com pastilhas de
ceracircmica misturada com Al2O3 + TiCN e revestidas com PVD-TiN Na pesquisa os
paracircmetros usados foram combinaccedilotildees de velocidades de corte de 100 170 e 240 mmin
13
avanccedilos de 005 010 e 015 mmrev e profundidades de corte de 01 02 e 03 mm Apoacutes a
conclusatildeo dos experimentos conseguiram obter uma superfiacutecie com oacutetimo acabamento com o
torneamento severo tendo como conclusatildeo que a rugosidade superficial era afetada
principalmente pelo avanccedilo e que a profundidade de corte teve impacto despreziacutevel a
velocidade de corte teve um efeito negativo para a rugosidade e que quatildeo maior era a
velocidade de corte empregada (acima de 170 mmin) pior era a rugosidade superficial
Assim como Ersan et al (2007) [22] os autores reafirmaram que a velocidade de corte eacute o
fator preponderante sobre o desgaste da aresta da ferramenta de corte e os efeitos da interaccedilatildeo
avanccedilo-profundidade de corte satildeo notavelmente mais significantes em comparaccedilatildeo com o
avanccedilo somente Ressalta-se tambeacutem que embora a influecircncia da profundidade de corte natildeo
ter sido observada como significante estatisticamente o desgaste da aresta eacute uma funccedilatildeo
crescente da profundidade de corte A rugosidade do accedilo AISI 4140 foi uma funccedilatildeo do perfil
da aresta da pastilha ceracircmica revestida com TiN Quando a velocidade de corte era
aumentada o perfil da aresta da ferramenta crescia e isso causou deterioraccedilatildeo da superfiacutecie
trabalhada Apesar do crescimento do perfil da aresta ter chegado ao limite permissiacutevel de 03
mm a rugosidade Ra natildeo excedeu 16 microm
Alajmi et al (2015) [24] fizeram um monitoramento termograacutefico da aresta de corte
de ferramentas revestidas e natildeo revestidas na busca de aprender sobre os paracircmetros de corte
e suas influecircncias nas ferramentas e no aporte teacutermico nas ferramentas Nesse monitoramento
usou-se os paracircmetros de velocidade de corte de 75 e 115 mmin avanccedilo de 018 e 032
mmrev profundidade de corte de 15mm e com velocidades de cortes de 115 e 75 mmin em
diferentes accedilos sendo um deles o 4140 Com base nos ensaios realizados os autores
observaram que a velocidade de corte natildeo teve efeito significante nas temperaturas
observadas diferente do avanccedilo que com a sua reduccedilatildeo resultava em maiores valores de
temperatura Com a deformaccedilatildeo da aresta de corte uma elevaccedilatildeo da temperatura foi
observada provavelmente pela maior aacuterea de contato causada por essa deformaccedilatildeo e a
temperatura produzida pelas ferramentas eram menores quando as ferramentas possuiacuteam
revestimento Observou-se tambeacutem a importacircncia do uso de revestimento nas ferramentas e
sua influecircncia nas temperaturas obtidas conforme apresenta a Tabela 3 e as Figuras 6 e 7
14
Tabela 3 Testes e paracircmetros de ferramentas revestidas e sem revestimento [24 Modificado] [24]
Teste (nuacutemero)
Paracircmetros de corte Velocidade (V)
mmin Avanccedilo (f)
mmrev Profundidade de corte
(d) mm Diacircmetro
(mm) N
(rpm) T1 115 032 15 100 360 T2 115 018 15 100 360 T3 75 032 15 100 250 T4 75 018 15 100 250
Figura 7 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
15
Figura 8 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
Akbar et al (2008) [25] fizeram uma anaacutelise experimental da particcedilatildeo teacutermica no
torneamento a seco do accedilo AISI 4140 aplicando diferentes velocidades de corte incluindo
velocidades convencionais e altas velocidades de torneamento (100 197 314 395 565 628
785 e 880 mmin) O avanccedilo e a profundidade de corte foram mantidos constantes (01
mmrev e 25mm respectivamente) e o comprimento cortado foi limitado a 5mm para
minimizar a variaccedilatildeo que o desgaste da ferramenta poderia trazer Foram usadas duas
ferramentas uma de metal duro sem revestimento e outra com revestimento de TiN
Observou-se uma variaccedilatildeo no comportamento das forccedilas de corte com o aumento da
velocidade corte Variando a velocidade de corte de 100 ateacute 395 mmin a forccedila de corte
diminuiacutea Entretanto na faixa de 395 e 565 mmin essa forccedila cresce junto com a elevaccedilatildeo da
velocidade Em seguida a forccedila torna a diminuir na regiatildeo de altas velocidades acima de 565
mmin
Neste mesmo trabalho revelou-se que para as ferramentas revestidas com TiN as
forccedilas de corte diminuiacuteram gradativamente quando a velocidade aumentava (de 100 ateacute 880
mmin) A medidas experimentais de forccedila de corte e de avanccedilo foram maiores para as
ferramentas natildeo-revestidas em todas as velocidades estudadas Relata-se que este fenocircmeno
pode ser decorrente da reduccedilatildeo da fricccedilatildeo e da adesatildeo com a peccedila que o revestimento de TiN
proporciona A forccedila de avanccedilo tambeacutem reduziu gradualmente com o aumento da velocidade
de corte em todos os testes tanto para as ferramentas com revestimento ou sem
16
23 ndash Tensotildees Residuais
Matsumoto et al (1986) [26] definiram tensatildeo residual como a tensatildeo que permanece
no componente apoacutes a solicitaccedilatildeo termomecacircnica agrave qual foi submetido Sua presenccedila pode ser
uacutetil ou deleteacuteria dependendo da sua natureza trativa ou compressiva e magnitude alta ou
baixa A classificaccedilatildeo atual dos tipos de tensotildees residuais eacute definida quanto a sua abrangecircncia
podendo ser classificadas como Tensotildees Macroscoacutepicas tambeacutem referenciada como Tipo I
Tensotildees Microscoacutepicas chamadas de Tipo II e Tensotildees submicroscoacutepicas ou Tipo III [27]
bull Tensotildees residuais do tipo I Satildeo tensotildees a niacuteveis macroscoacutepicos em uma escala
maior que o tamanho de gratildeo do material
bull Tensotildees residuais do tipo II Satildeo tensotildees microscoacutepicas que variam dentro da
escala de um gratildeo individual Tais tensotildees satildeo esperadas natildeo somente em
materiais com muacuteltiplas microestruturas mas inclusive em materiais que
possuem uma microestrutura uacutenica devido a anisotropia e o comportamento de
cada gratildeo
bull Tensotildees residuais do tipo III Tambeacutem satildeo tensotildees microscoacutepicas poreacutem esta
existe dentro do gratildeo Por isso muitas vezes satildeo chamadas de submicroscoacutepicas
Satildeo essencialmente resultado da presenccedila de descontinuidades e outros defeitos
da estrutura cristalina do material Normalmente vem acompanhada da Tensatildeo
de Tipo II
Na Figura 9 eacute apresentado um diagrama esquemaacutetico que mostra os 3 tipos de tensatildeo
residual (120590119868 120590119868119868 119890 120590119868119868119868) [27]
17
Figura 9 Desenho esquemaacutetico dos tipos de tensatildeo residual [27]
A anaacutelise das tensotildees residuais presentes nos componentes mecacircnicos bem como a
compreensatildeo do comportamento das propriedades mecacircnicas dos materiais quando sujeitos a
campos de tensotildees originados nos processos usinagem eacute de grande importacircncia para diversas
aacutereas Estaacute bem estabelecido que a presenccedila de tensotildees residuais compressivas na superfiacutecie
do material aumenta a sobrevida em fadiga pois a compressatildeo dificulta a nucleaccedilatildeo eou a
propagaccedilatildeo de trincas [28] Em contrapartida tensotildees trativas podem se somar agraves tensotildees de
trabalho mesmo no regime elaacutestico podendo levar a ruptura prematura do componente [29]
231 ndash Tensotildees Residuais em usinagem
As tensotildees residuais satildeo desenvolvidas em qualquer processo termomecacircnico sendo
essas tensotildees classificadas de acordo com sua origem em Teacutermica Quiacutemica e Mecacircnica
Entre as trecircs origens as tensotildees de origem teacutermica em um niacutevel macroscoacutepico satildeo
decorrentes de um aquecimento e resfriamento natildeo uniforme advindas de processos como a
usinagem e tratamentos teacutermicos Adicionalmente restriccedilotildees impostas por peccedilas de grande
volume podem levar ao desenvolvimento de tensotildees elevadas magnitudes devido ao
gradiente teacutermico entre a superfiacutecie e o nuacutecleo da peccedila Um exemplo eacute o processo de tempera
de um accedilo que leva a tensotildees compressivas na superfiacutecie balanceadas com tensotildees trativas no
centro do componente [27]
Tensotildees de origem quiacutemica se desenvolvem devido a mudanccedilas de volume associadas
com reaccedilotildees quiacutemicas precipitaccedilatildeo e transformaccedilatildeo de fase Tratamento quiacutemicos
18
superficiais e revestimento de materiais levam a um gradiente de tensatildeo residual de elevada
magnitude nas camadas superficiais [27] Como exemplo cita-se a nitretaccedilatildeo que tende a gerar
tensotildees compressivas na regiatildeo de difusatildeo por causa da expansatildeo estrutural e precipitaccedilatildeo de
nitretos [30]
O escoamento plaacutestico natildeo homogecircneo tambeacutem resulta em campos de tensatildeo residual
neste caso de origem mecacircnica Essas tensotildees podem se desenvolver de forma natural durante
o processo de fabricaccedilatildeo ou tratamento teacutermico dos materiais podendo ser tambeacutem
introduzidas de forma deliberada para o desenvolvimento de um perfil especiacutefico de tensatildeo
[27] Seja qual for o processo de usinagem de materiais metaacutelicos iraacute causar tensotildees residuais
que podem alcanccedilar valores proacuteximos ao limite de escoamento do material e influenciar na
vida em serviccedilo de componentes mecacircnicos Portanto definir o processo adequado para cada
aplicaccedilatildeo requer a previsatildeo de quatildeo elevada seraacute a tensatildeo residual gerada em funccedilatildeo dos
paracircmetros envolvidos no do processo utilizado [31]
Pesquisadores concordam que as tensotildees residuais de um componente satildeo um
conjunto das trecircs fontes de tensatildeo residual Muito dificilmente um componente soacute teraacute sido
submetido agrave processos que soacute resultem de uma soacute fonte de tensatildeo residual Especificamente
na usinagem os paracircmetros de corte utilizados na usinagem como velocidade de corte
velocidade de avanccedilo profundidade de corte aleacutem do estado da ferramenta e tipo de
lubrificaccedilatildeo empregadas podem levar a uma variaccedilatildeo significativa da taxa de produccedilatildeo e
tambeacutem nas tensotildees residuais presentes no componente usinado [32] Em geral o consenso eacute
de que na usinagem se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser compressivas
enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [14] Contudo Matsumoto et
al (1986) [26] afirmam que em funccedilatildeo da dureza do material a usinagem pode promover
tensotildees residuais de compressatildeo ou de traccedilatildeo Por exemplo para os accedilos de baixa dureza a
tensatildeo residual eacute trativa e para os accedilos com elevada dureza a tensatildeo residual eacute compressiva
232 ndash Tensotildees Residuais em torneamento
O estudo sobre tensotildees residuais em usinagem em particular no torneamento
aumentou nos uacuteltimos anos A necessidade de ganhar produtividade leva os setores de
usinagem a empregar paracircmetros de corte cada vez mais severos o que tende a mudar
19
significativamente o estado das tensotildees residuais principalmente as superficiais nos
componentes usinados
Capello et al (2004) [32] fizeram um estudo comparando a influecircncia dos paracircmetros
de corte no torneamento de diferentes materiais nas tensotildees residuais obtidas Nesse trabalho
foi utilizada uma velocidade de corte fixa e quatro paracircmetros distintos profundidade de
corte avanccedilo raio da ponta da ferramenta e acircngulo de entrada para 3 accedilos diferentes Um accedilo
com propriedades mecacircnicas elevadas (39NiCrMo3) o segundo com propriedades
intermediaacuterias (C45 steel) e o terceiro com propriedades baixas (Fe370) Pelos resultados
obtidos foi verificado que os paracircmetros que se expressavam mais nas tensotildees residuais
foram o avanccedilo colocado na maacutequina e o raio da ferramenta Com a elevaccedilatildeo do valor do
avanccedilo e com o aumento do raio da ferramenta as tensotildees geradas resultantes se
pronunciavam com caraacuteter trativo
Garcia et al (2012) [33] realizaram um estudo sobre o efeito dos paracircmetros de corte
na geraccedilatildeo das tensotildees residuais superficiais no torneamento de um accedilo AISI 4340 Como
principais conclusotildees esse trabalho mostrou que com o aumento da velocidade de corte as
tensotildees residuais tendiam a serem menos trativas Contudo as tensotildees residuais tendem a ser
mais trativas com o aumento do avanccedilo possivelmente em virtude do aumento da temperatura
de corte e a rugosidade superficial tambeacutem se elevava Logo a integridade superficial
piorava com o aumento do avanccedilo de corte A Figura 10 mostra as curvas obtidas nas direccedilotildees
de avanccedilo (longitudinal) e direccedilatildeo de corte (circunferencial) onde eacute possiacutevel observar o
comportamento trativo das tensotildees residuais Esses dados indicando que os fatores (teacutermico
deformaccedilatildeo plaacutestica e de transformaccedilatildeo fase) responsaacuteveis pela geraccedilatildeo das tensotildees
superficiais mudam de acordo com o campo da velocidade de corte empregado Neste caso
para velocidades menores o fator mais expressivo eacute a temperatura que gera tensotildees teacutermicas
de traccedilatildeo e para velocidades mais elevadas as tensotildees geradas pela transformaccedilatildeo de fase
eou de deformaccedilatildeo plaacutestica eram as que adquiriam maior importacircncia
20
Figura 10 Tensotildees residuais medidas na direccedilatildeo de longitudinal (a) e na direccedilatildeo
circunferencial (b) [33]
21
233 ndash Tensometria por difraccedilatildeo de Raios-X
Existem diversas teacutecnicas experimentais de se obter os valores de tensatildeo residual
Bordinassi et al (2006) [34] citam que atualmente os dois meacutetodos mais utilizados satildeo o do
furo cego e a tensometria por difraccedilatildeo de raios-X sendo este uacuteltimo o mais utilizado dentre os
dois Martins et al (2004) [35] afirmam tambeacutem que o meacutetodo por difraccedilatildeo de raios-X
apresenta os melhores resultados quando comparado com o meacutetodo micromagneacutetico e
meacutetodo do furo Todas essas teacutecnicas podem ser classificadas de acordo com o niacutevel de dano
introduzido no material em [36]
bull Destrutivas processos que para obtenccedilatildeo das informaccedilotildees de deformaccedilatildeo
necessaacuterias para a anaacutelise das tensotildees residuais comprometem ou
impossibilitam o uso da amostra analisada
bull Natildeo destrutivos natildeo precisam da remoccedilatildeo material e natildeo provocam qualquer
tipo de dano durante a mediccedilatildeo de tensotildees residuais
bull Parcialmente destrutivas alguns autores como Hilson et al (2009) [36]
defendem que existe uma terceira categoria que eacute caracterizada pelo dano na
peccedila poreacutem com possibilidade de utilizaccedilatildeo da amostra como ilustra a Figura
11
Figura 11 Classificaccedilatildeo dos processos de mediccedilatildeo de tensotildees residuais [37]
22
Aleacutem dos danos causados no material outros fatores devem ser levados em
consideraccedilatildeo ao escolher a teacutecnica adequada Satildeo eles [27]
bull Fatores relativos a praticidade custo e disponibilidade do equipamento
portabilidade velocidade de mediccedilatildeo existecircncia de procedimento padronizado e
niacutevel de habilidade requerida do operador
bull Fatores relativo ao material classe do material que pode ser analisado por uma
teacutecnica particular preparaccedilatildeo preacutevia da superfiacutecie e necessidade de propriedades
especiacuteficas
bull Fatores relativos a mediccedilatildeo resoluccedilatildeo penetraccedilatildeo tipo de tensatildeo detectada
gradiente de tensatildeo incerteza e aacuterea ou volume de anaacutelise
A maioria das teacutecnicas existentes satildeo capazes de medir tensotildees residuais do tipo I
Poreacutem somente algumas como difraccedilatildeo de raios-X possuem a resoluccedilatildeo necessaacuteria para
medir tensotildees residuais de tipo II E mesmo com bons niacuteveis de resoluccedilatildeo as incertezas das
mediccedilotildees podem ser elevadas chegando a 30 do valor medido [27] Um resumo desses
fatores estaacute descrito na Tabela 4
Tabela 4 Teacutecnicas e caracteriacutesticas para determinaccedilatildeo da tensatildeo residual [27 Modificado] [27]
Teacutecnica Velocidade Penetraccedilatildeo Aacuterea de anaacutelise
Resoluccedilatildeo Tipo de Tensatildeo
Furos Cego
Raacutepida Meacutedia
Igual ao tamanho do furo
1-2 mm diacircmetro
50 -100 microm I
Difraccedilatildeo de Raio-X
Raacutepida Meacutedia
Ateacute 1 mm 01 ndash 1 mmsup2 20 microm I e II
Ultrassom Raacutepida gt100 mm 1-400 mmsup2 1 mm I
Magneacutetica Raacutepida 20 a 300 microm gt2 mmsup2 5 mm I
A teacutecnica utilizada nos procedimentos experimentais deste trabalho foi a de difraccedilatildeo
de Raios X Atraveacutes desta teacutecnica a deformaccedilatildeo causada na superfiacutecie eacute obtida pela razatildeo da
variaccedilatildeo da distacircncia interplanar pela distacircncia livre de deformaccedilatildeo Como pode ser
observado na Figura 12 o paracircmetro chamado de distacircncia interplanar eacute representado pela
letra ldquodrdquo Esta distacircncia eacute entatildeo convertida em tensatildeo segundo equaccedilotildees derivadas da teoria
da elasticidade [38] ou seja a variaccedilatildeo da distacircncia entre planos cristalinos induzida pela
presenccedila de tensotildees eacute medida com base na lei de Bragg e as tensotildees satildeo calculadas
23
assumindo-se que a distorccedilatildeo ocorre no regime elaacutestico Desta forma somente a parte elaacutestica
do campo de deformaccedilotildees eacute medida uma vez que a deformaccedilatildeo plaacutestica natildeo afeta os
paracircmetros cristalinos Como dito anteriormente esta eacute uma teacutecnica natildeo destrutiva e como a
maioria das teacutecnicas natildeo destrutivas eacute limitada agraves camadas superficiais na ordem de 10 microm
[35]
Figura 12 Difraccedilatildeo de raios-X em cristais simples carregados e descarregados [39]
Bragg descreve a difraccedilatildeo de raios X no estado inicial natildeo deformado como uma
reflexatildeo segundo alguns planos cristalinos Estes planos possuem uma distacircncia ldquodrdquo chamada
de distacircncia interplanar Um feixe paralelo de raios-X de comprimento de onda λ que incide
na superfiacutecie deste material com um acircngulo de incidecircncia θ iraacute sofrer uma difraccedilatildeo sob o
mesmo acircngulo θ desde que a equaccedilatildeo de Bragg seja satisfeita (equaccedilatildeo 31)
119899 = 2119889 ∙ 119904119890119899120579 (31)
24
Entatildeo ao utilizar um feixe de raios-X monocromaacuteticos (λ = constante) o valor do
acircngulo θ referente a uma intensidade maacutexima de difraccedilatildeo depende somente da distacircncia
interplanar ldquodrdquo
A derivada da expressatildeo de Bragg indica que
∆119889
119889+
119888119900119904120579
119904119890119899120579∙ ∆120579 = 0 (32)
120576 = minus∆120579 ∙ cot 119892120579 (33)
∆120579 = 120579119888119900119898 119905119890119899119904atilde119900 minus 120579119904119890119898 119905119890119899119904atilde119900 (34)
Medindo ∆120579 pode-se calcular a deformaccedilatildeo e consequentemente a respectiva tensatildeo
residual Vaacuterios meacutetodos satildeo propostos para determinaccedilatildeo das deformaccedilotildees segundo a
difraccedilatildeo de raiosndashX [39] [40] Poreacutem no escopo deste trabalho seraacute tratado somente o meacutetodo
do sensup2 Segundo Bordinassi et al (2006) [34] este meacutetodo tem sua maior aplicabilidade
quando se busca maior exatidatildeo nas medidas cujas amostras possuem um certo grau de
textura Este meacutetodo nada mais eacute que a adequaccedilatildeo da Equaccedilatildeo 33 utilizando coordenadas
polares (Figura 13) ao estado real de tensotildees que resulta em
120576(120593) = cot 119892120579 ∙ (120579120593 minus 120579119900) (35)
Figura 13 Sistema de coordenadas polares [41 Modificado] [41]
Sabendo que
25
120576120593 = (1205901 ∙ 1198881199001199042120593 + 1205902 ∙ 1199041198901198992120593)1199041198901198992 minus 120583(1205901 + 1205902 + 1205903)
119864 (36)
Mantendo o acircngulo 120593 fixo e determinando a diferenccedila entre as deformaccedilotildees em duas
direccedilotildees distintas atraveacutes do acircngulo obtemos
120576(1205932) minus 120576(1205931) = cot 119892120579119900 ∙ (1205791205932minus 1205791205931
) (37)
Reescrevendo o primeiro termo da equaccedilatildeo 36 em funccedilatildeo da diferenccedila de deformaccedilatildeo
entre duas direccedilotildees diferentes temos
120576(1205932) minus 120576(1205931) =(1 + 120583) ∙ 120590120593 ∙ (11990411989011989922 minus 11990411989011989921)
119864 (38)
Substituindo o primeiro membro da Equaccedilatildeo 38 pelo segundo membro da equaccedilatildeo 37
obteacutem-se a equaccedilatildeo utilizada na mediccedilatildeo de tensotildees residuais
120590120593 =119864
(1 + 120583)∙ cot 119892120579119900 ∙
(1205791205932minus 1205791205931
)
(11990411989011989922 minus 11990411989011989921) (38)
O graacutefico da Figura 14 eacute obtido pela plotagem das variaccedilotildees dos acircngulos de difraccedilatildeo
2θ com as variaccedilotildees dos acircngulos de incidecircncia dos raios-X Podemos observar a partir da
equaccedilatildeo 38 que a tensatildeo residual eacute diretamente proporcional agrave derivada de 2θ em funccedilatildeo de
sensup2ψ
Figura 14 Estado de tensatildeo do material em funccedilatildeo do declive da curva 2θ x sensup2ψ [41]
26
Capiacutetulo 3
Materiais e Meacutetodos
A realizaccedilatildeo do procedimento experimental teve algumas fases dentre as quais pode-
se citar a preparaccedilatildeo das amostras torneamento em alta velocidade mediccedilatildeo das tensotildees
residuais superficiais por difraccedilatildeo de raios-x e anaacutelise dos resultados Os itens subsequentes
descrevem em detalhes todos os meacutetodos equipamentos e procedimentos utilizados neste
trabalho
31 ndash Material
O material utilizado na confecccedilatildeo das amostras foi o accedilo SAE 4140 cuja a dureza
medida foi de aproximadamente 15 HRc Este accedilo foi adquirido em barras de duas polegadas
de diacircmetro por 120 mm de comprimento e em cada barra foi confeccionado 4 amostras
conforme a Figura 15
Figura 15 Representaccedilatildeo esquemaacutetica das amostras
27
32 ndash Preparaccedilatildeo das amostras
A amostra foi usinada no torno mecacircnico convencional do Laboratoacuterio de Pesquisa em
Usinagem (LABUS) do Centro Federal de Ensino Tecnoloacutegico Celso Suckow da Fonseca
(CEFET ndash RJ Maracanatilde) conforme a Figura 16 Na operaccedilatildeo foi utilizado fluido de corte
para tentar amenizar a influecircncia desta usinagem no resultado final
Figura 16 Torno utilizado na preparaccedilatildeo da amostra
A partir dos resultados obtidos das tensotildees residuais apoacutes a usinagem no torno
convencional constatou-se que as medidas foram muito aleatoacuterias devido ao desgaste da
ferramenta utilizada e entatildeo optou-se por realizar um tratamento teacutermico de aliacutevio de tensotildees
(TTAT) para evitar que os resultados da usinagem principal fossem influenciados pela
operaccedilatildeo anterior As amostras foram aquecidas agrave uma taxa de aproximadamente 175 ordmC
min Apoacutes atingida e estabilizada a temperatura de 600degC a amostra permaneceu nesta
condiccedilatildeo por 2 horas sendo posteriormente resfriada no forno Os valores das tensotildees foram
medidos novamente apoacutes o tratamento
28
33 ndash Torneamento em Alta Velocidade
O torno utilizado nas operaccedilotildees em alta velocidade foi o centro de torneamento Romi
modelo Centur 30D conforme apresenta a Figura 17 capaz de operar em uma faixa em
velocidades entre 4 a 4000 rpm e com potecircncia de 10 CV
Figura 17 CNC Romi Centur 30D
De acordo com as caracteriacutesticas do torno foram escolhidos os paracircmetros mostrados
na Tabela 5 que podem se enquadrar no regime de torneamento em alta velocidade A
profundidade de corte (ap) tambeacutem foi modificada entre as condiccedilotildees [33] Entatildeo o
torneamento das amostras foi fundamentado em um experimento fatorial de quatro
combinaccedilotildees sendo duas repeticcedilotildees para cada combinaccedilatildeo Foi usado um avanccedilo (a)
constante para todas as condiccedilotildees de 02 mmrot A programaccedilatildeo utilizada pode ser
encontrada no Anexo A
Tabela 5 Tabela das Condiccedilotildees
Condiccedilatildeo A B Vc [mmin] ap [mm]
1 -1 -1 500 01
2 -1 1 500 02
3 1 -1 600 01
4 1 1 600 02
29
Onde
Fatores A Velocidade de Corte (Niacuteveis 119881minus1 = 500 119898119898119894119899 e 119881+1 = 600 119898119898119894119899)
B Profundidade de Corte (Niacuteveis 119865minus1 = 01 119898119898 ou 119865+1 = 02 119898119898)
Tratamentos
119881minus1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 02 mm
119881minus1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 02 mm
Unidade
Experimental Mega Pascal
As ferramentas utilizadas foram os insertos VBMT 160408-PM4325 da Sandvik com
geometria mostrada na Figura 18 Para cada condiccedilatildeo foi utilizado um soacute gume de corte para
garantir a uniformidade da aresta de corte e evitar que o desgaste da ferramenta influenciasse
nos resultados finais A Tabela 6 fornece as principais caracteriacutesticas do inserto
Figura 18 Insertos utilizados no torneamento
Tabela 6 Propriedades do inserto
Tamanho Efetivo da aresta de corte (LE) 15806 mm
Diacircmetro ciacuterculo inscrito (IC) 9525 mm
Raio da ponta (RE) 0794 mm
Espessura (S) 4763 mm
30
34 ndash Mediccedilatildeo das tensotildees residuais
As mediccedilotildees de tensotildees residuais foram realizadas no Laboratoacuterio de Anaacutelise de
Tensotildees (LAT) do Departamento de Engenharia Mecacircnica da Universidade Federal
Fluminense (UFF) A teacutecnica adotada foi a de tensometria por difraccedilatildeo de raios-X utilizando-
se o equipamento de anaacutelise de tensotildees da Stressrad (Figura 19)
Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra
As amostras foram medidas em duas direccedilotildees longitudinal (L) e circunferencial copy
conforme detalha a Figura 20 Os seguintes paracircmetros foram adotados
Radiaccedilatildeo Crκα (λ=22809Å) difratando o plano cristalograacutefico (211) da ferrita
Acircngulo de difraccedilatildeo de ferrita (2θ) 1562ordm
Acircngulos Ψ 0ordm 21ordm 30ordm 38ordm 45ordm
Tempo de exposiccedilatildeo ao Raio-X 45s para cada acircngulo Ψ
FONTE DE ALTA TENSAtildeO
AMOSTRA SOFTWARE
TUBO DE Crκα
GONIOcircMETRO
31
Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial
A rugosidade superficial das amostras foi medida com o rugosiacutemetro da Taylor
Hobson Precision Surtronic 25 (Figura 21) As mediccedilotildees foram feitas em pontos distintos da
amostra no sentido longitudinal procurando obter o resultado que melhor representasse a
rugosidade real das amostras Foram realizadas 7 medidas em cada amostra
O paracircmetro adotado foi a rugosidade meacutedia (Ra) na qual o comprimento de mediccedilatildeo
foi de L= 400 e o de amostragem igual a La = 08mm O raio da ponta do apalpador eacute de
5microm conferindo ao equipamento uma resoluccedilatildeo de 001microm com precisatildeo de 2 do valor
medido
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson
32
Capiacutetulo 4
Resultados e discussotildees
As anaacutelises inicias foram com base nos valores de tensatildeo residuais (TR) sendo as
medidas realizadas apoacutes a preparaccedilatildeo das amostras mas devido a heterogeneidade
apresentada pelas mesmas foi realizado um TTAT Apoacutes o tratamento teacutermico obteve-se uma
meacutedia de -144 MPa nas tensotildees residuais longitudinais (L) e de -142 MPa na direccedilatildeo
circunferencial (C) com erro de aproximadamente 15 MPa Apoacutes a usinagem principal as
tensotildees residuais foram medidas novamente e a Tabela 7 apresenta os valores obtidos em
todas as amostras
Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem
Condiccedilatildeo Amostra Tensatildeo Residual [MPa]
Longitudinal (L) Circunferencial (C)
1 2D -183 plusmn 20 435 plusmn 31
2C 67 plusmn 1 550 plusmn 16
2 2B -162 plusmn 33 498 plusmn 0
2A 179 plusmn 25 508 plusmn 101
3 1D -260 plusmn 75 291 plusmn 41
1C -90 plusmn 0 405 plusmn 33
4 1B 97 plusmn 23 369 plusmn 1
1A 125 plusmn 6 262 plusmn 8
A Figura 22 mostra os valores das tensotildees residual nas direccedilotildees circunferencial e longitudinal
respectivamente Com base nos graacuteficos nota-se que o comportamento das TR
circunferenciais eacute homogecircneo e coerente com a literatura [33] onde com valores maiores de
velocidade de corte tem-se uma diminuiccedilatildeo na magnitude das tensotildees trativas Entretanto na
longitudinal haacute muita heterogeneidade nos valores o que torna difiacutecil a anaacutelise dos resultados
nesta direccedilatildeo
33
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Longitudinal
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
1 2 3 4Condiccedilotildees
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Condiccedilotildees
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial
A Tabela 8 apresenta a meacutedia das tensotildees para cada condiccedilatildeo tanto na direccedilatildeo
longitudinal quanto na transversal a fim de analisar a influecircncia de cada paracircmetro nas
tensotildees residuais gerados no torneamento Conforme valores apresentados as tensotildees
superficiais circunferenciais encontram-se no estado de traccedilatildeo enquanto as tensotildees na direccedilatildeo
longitudinal apresentam um misto de compressatildeo e traccedilatildeo
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual
Condiccedilatildeo Tensotildees residuais (MPa)
C L
1 4925 plusmn 5 -58 plusmn 3
2 503 plusmn 7 85 plusmn 5
3 348 plusmn 6 -175 plusmn 6
4 3155 plusmn 2 111 plusmn 4
34
Avaliando o graacutefico da Figura 23 eacute possiacutevel observar uma clara reduccedilatildeo nos valores
das tensotildees quando passamos do regime de velocidade de 500mmin (condiccedilotildees 1 e 2) para o
de 600mmin (condiccedilotildees 3 e 4) Isto sugere que a tendecircncia da tensatildeo residual eacute reduzir seu
valor com o aumento da velocidade de corte conforme previsto na literatura [33] para
condiccedilotildees de transiccedilatildeo baixa-alta velocidade de corte Este comportamento sugere que a
condiccedilatildeo um e dois encontram-se no limiar do regime de altas velocidades
Com relaccedilatildeo ao efeito da profundidade nota-se que o comportamento das tensotildees
residuais eacute resultado da combinaccedilatildeo entre profundidade e velocidade Quando se tem
velocidades de corte maior o aumento da profundidade tende a diminuir os valores das
tensotildees ou seja aumenta o efeito da deformaccedilatildeo plaacutestica sobre o gradiente teacutermico o que natildeo
eacute evidente para velocidades menores
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Profundidade
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial
Na direccedilatildeo longitudinal (Figura 24) percebe-se uma amplificaccedilatildeo do efeito da
profundidade de corte na tensatildeo residual com o aumento da velocidade de corte Para as
amostras que foram submetidas agrave maior velocidade de corte ocorreu um aumento expressivo
da diferenccedila dos valores de tensotildees residuais encontrados em funccedilatildeo de uma mesma
profundidade de corte utilizada Contudo considerando o desvio padratildeo entre as medidas natildeo
35
se pode concluir qual a tendecircncia das TR na direccedilatildeo longitudinal com essa quantidade de
amostras pois haacute muita heterogeneidade nas medidas
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
LongitudinalT
ensatilde
o R
esid
ual (
MP
a)
Profundidade
Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal
Com relaccedilatildeo agrave rugosidade a literatura [10] descreve que com o aumento da velocidade
de corte ocorre uma diminuiccedilatildeo dos valores meacutedios de rugosidade enquanto que o aumento
da profundidade de corte acarreta em valores maiores de rugosidade apesar deste uacuteltimo natildeo
impactar tanto nos resultados Analisando os valores de rugosidade apresentados na Figura 25
em conjunto com a Figura 26 nota-se que os menores valores meacutedios de rugosidade foram
obtidos para os maiores valores de velocidade de corte (condiccedilotildees 3 e 4) Contudo tambeacutem
fica claro que existe uma inconsistecircncia dos valores apresentados na condiccedilatildeo dois O valor
esperado para esta condiccedilatildeo era seguir a tendecircncia das condiccedilotildees trecircs e quatro ou seja o valor
meacutedio de rugosidade da condiccedilatildeo dois deveria ser da mesma magnitude do valor da condiccedilatildeo
um poreacutem superior assim como o da condiccedilatildeo quatro eacute maior do que o da condiccedilatildeo trecircs
36
01 0223
24
25
26
27
28
29
30Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Profundidade
Vc = 500 [mmin] Vc = 600 [mmin]
Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade
1 2 3 423
24
25
26
27
28
29
30 Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Condiccedilatildeo
Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial
Analisando a Figura 27 eacute perceptiacutevel que o aumento da profundidade de corte
ocasionou resultados com tensotildees longitudinais de natureza trativa Isso pode ser relacionado
37
com um possiacutevel fator teacutermico imposto pela maior profundidade de corte sendo mais
evidente com maiores valores de velocidade de corte Entretanto quando se compara tensotildees
residuais com rugosidade novamente natildeo haacute como chegar a conclusotildees
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
1 2 3 4
Longitudinal
Condiccedilotildees
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
24
26
28
30
Rug
osid
ade
(μm
)
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
10
A seleccedilatildeo cuidadosa dos paracircmetros de corte corretos de usinagem tem forte influecircncia
na obtenccedilatildeo de uma boa integridade superficial Este termo foi primeiramente discutido por
Field e Kahles et al (1964) [16] para eles a Integridade Superficial eacute um meio de definir os
aspectos superficiais em termos da performance de um componente em serviccedilo
Adicionalmente segundo Griffths et al (1989) [17] tambeacutem tem valor topoloacutegico mecacircnico
quiacutemico e metaluacutergico como rugosidade variaccedilotildees de dureza mudanccedilas microestruturais e
tensotildees residuais
Para os processos de usinagem a rugosidade tem grande importacircncias pois a mesma eacute
fundamental para o controle da qualidade das peccedilas produzidas A rugosidade pode ser
definhada como a topografia em escala microscoacutepica apoacutes um processo de retirada de material
como a usinagem Os fatores que contribuem com a rugosidade normalmente estatildeo mais
relacionados com os paracircmetros de processo do que com o maquinaacuterio Alguns exemplos satildeo
marcas deixadas pela ferramenta devido a fragmentos ou ao gume de corte geraccedilatildeo de
rebarba do material durante o corte forma geomeacutetrica da ferramenta quebra de cavaco entre
outros [9]
Dentre os paracircmetros utilizados na avaliaccedilatildeo da rugosidade o mais comumente
empregado eacute o da rugosidade meacutedia (Ra) [18] Tal paracircmetro eacute obtido atraveacutes da meacutedia
aritmeacutetica do perfil da superfiacutecie em relaccedilatildeo a uma linha meacutedia definida atraveacutes de um
comprimento de amostra [19] [20] Segundo Machado et al (2009) [9] outro paracircmetro
largamente utilizado eacute o da rugosidade Total (Rt) que consiste na distacircncia total entre o maior
pico e o vale mais profundo A Figura 5 mostra a representaccedilatildeo graacutefica de ambos os
paracircmetros Ra e Rt
Figura 5 Rugosidades Ra e Rt [21]
11
Segundo Griffths et al (2001) [12] o torneamento produz efeitos termomecacircnicos
que estatildeo diretamente relacionados agrave integridade superficial da peccedila usinada O efeito
mecacircnico adveacutem principalmente das tensotildees de cisalhamentos desenvolvidas no processo
sendo estas distribuiacutedas em trecircs zonas A chamada zona primaacuteria ocorre na peccedila a medida que
o material eacute removido e convertido em cavaco a secundaacuteria fica localizada na parte inferior
do cavaco a medida que este eacute forccedilado contra a ferramenta e a terciaacuteria ocorre na parte
inferior da ferramenta agrave medida que esta eacute arrastada sobre o material receacutem cortado As
tensotildees primaacuterias e terciaacuterias afetam a superfiacutecie da peccedila cortada jaacute a secundaacuteria natildeo como
mostra a Figura 6 [12]
Adicionalmente pode-se relacionar essas zonas com os raios da ponta das ferramentas
e seu desgaste na integridade superficial da peccedila Em uma ferramenta afiada a ponta da
ferramenta tem um raio de tiacutepico de 8 microm Com o uso da ferramenta e sua degradaccedilatildeo o raio
da ponta aumenta levando a uma planificaccedilatildeo da face da ferramenta em contato com a peccedila e
aumentado os valores do acircngulo de inclinaccedilatildeo Com este aumento o material que se encontra
na ponta da ferramenta eacute forccedilado para frente e comprimido contra a superfiacutecie do material
Quando o acircngulo de inclinaccedilatildeo chega a um valor criacutetico segundo Griffths et al (2001) [12]
maior que -75deg a ferramenta deixa de cortar e passa a criar protuberacircncias no material
degradando a integridade superficial do mesmo
Figura 6 Zonas de esforccedilo cisalhante na ferramenta durante o torneamento [12 Modificado]
[12]
Ainda com relaccedilatildeo ao raio da ponta da ferramenta e seu desgaste sabe-se que
ferramentas afiadas geram temperaturas comparativamente menores que uma natildeo afiada
Segundo Griffths et al (2001) [12] uma ferramenta gasta pode gerar temperaturas proacuteximas a
700degC dependendo dos paracircmetros de corte aplicados Considerando que a temperatura de
12
transformaccedilatildeo microestrutural de algumas fases presentes em peccedilas de accedilo estaacute em torno de
723degC pode-se concluir que a usinagem nessas condiccedilotildees pode resultar em transformaccedilatildeo de
fase
Todos estes fatores contribuem para a geraccedilatildeo de tensotildees residuais associadas a um
material torneado Entatildeo pode-se concluir que estas tensotildees podem apresentar diferentes
perfis dependendo de quatildeo gasta a ferramenta estaacute da presenccedila de lubrificaccedilatildeo e das
condiccedilotildees de operaccedilatildeo aleacutem de estarem diretamente relacionadas aos paracircmetros de corte
Normalmente o consenso eacute de que se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser
compressivas enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [12]
221 ndash Torneamento do accedilo 4140
Na literatura satildeo encontrados vaacuterios trabalhos que tecircm como objetivo estudar a
influecircncia dos paracircmetros de corte no desgaste das ferramentas de corte e principalmente na
integridade superficial das peccedilas produzidas Em particular os accedilos 4140 tecircm sido
amplamente estudados neste acircmbito tendo em vista sua aplicaccedilatildeo na induacutestria
Ersan Aslan et al (2007) [22] estudaram os efeitos dos paracircmetros de corte do accedilo
AISI 4140 endurecido (63 HRc) com ferramenta de ceracircmica misturada com Al2O3 + TiCN
no torneamento a seco Neste trabalho concluiu que a velocidade de corte foi o uacutenico fator
estatisticamente significante no desgaste da ferramenta e embora natildeo estatisticamente
significante a profundidade de corte teve uma influecircncia fiacutesica na variaccedilatildeo dos resultados
Apesar de inesperado observaram que velocidades elevadas diminuiacuteam o desgaste da
ferramenta e dessa forma concluiu-se que para minimizar o desgaste da ferramenta
velocidades de corte maiores 250 mmin e niacuteveis reduzidos de profundidade de corte 025
ou 050 mm devem ter preferecircncia Tambeacutem foi relatado que soacute duas interaccedilotildees velocidade
de corte e avanccedilo e avanccedilo e profundidade de corte possuiacuteram significacircncia estatiacutestica na
rugosidade superficial Na anaacutelise dos resultados chegou-se ao consenso de que uma
velocidade de corte elevada 250 mmin uma profundidade de corte miacutenima 025 mm e um
avanccedilo intermediaacuterio 010 mmrev minimizava os valores da rugosidade superficial
Sudhansu et al (2015) [23] pesquisaram a rugosidade superficial e o desgaste da
aresta de corte no torneamento severo do AISI 4140 com dureza de 52 HRc com pastilhas de
ceracircmica misturada com Al2O3 + TiCN e revestidas com PVD-TiN Na pesquisa os
paracircmetros usados foram combinaccedilotildees de velocidades de corte de 100 170 e 240 mmin
13
avanccedilos de 005 010 e 015 mmrev e profundidades de corte de 01 02 e 03 mm Apoacutes a
conclusatildeo dos experimentos conseguiram obter uma superfiacutecie com oacutetimo acabamento com o
torneamento severo tendo como conclusatildeo que a rugosidade superficial era afetada
principalmente pelo avanccedilo e que a profundidade de corte teve impacto despreziacutevel a
velocidade de corte teve um efeito negativo para a rugosidade e que quatildeo maior era a
velocidade de corte empregada (acima de 170 mmin) pior era a rugosidade superficial
Assim como Ersan et al (2007) [22] os autores reafirmaram que a velocidade de corte eacute o
fator preponderante sobre o desgaste da aresta da ferramenta de corte e os efeitos da interaccedilatildeo
avanccedilo-profundidade de corte satildeo notavelmente mais significantes em comparaccedilatildeo com o
avanccedilo somente Ressalta-se tambeacutem que embora a influecircncia da profundidade de corte natildeo
ter sido observada como significante estatisticamente o desgaste da aresta eacute uma funccedilatildeo
crescente da profundidade de corte A rugosidade do accedilo AISI 4140 foi uma funccedilatildeo do perfil
da aresta da pastilha ceracircmica revestida com TiN Quando a velocidade de corte era
aumentada o perfil da aresta da ferramenta crescia e isso causou deterioraccedilatildeo da superfiacutecie
trabalhada Apesar do crescimento do perfil da aresta ter chegado ao limite permissiacutevel de 03
mm a rugosidade Ra natildeo excedeu 16 microm
Alajmi et al (2015) [24] fizeram um monitoramento termograacutefico da aresta de corte
de ferramentas revestidas e natildeo revestidas na busca de aprender sobre os paracircmetros de corte
e suas influecircncias nas ferramentas e no aporte teacutermico nas ferramentas Nesse monitoramento
usou-se os paracircmetros de velocidade de corte de 75 e 115 mmin avanccedilo de 018 e 032
mmrev profundidade de corte de 15mm e com velocidades de cortes de 115 e 75 mmin em
diferentes accedilos sendo um deles o 4140 Com base nos ensaios realizados os autores
observaram que a velocidade de corte natildeo teve efeito significante nas temperaturas
observadas diferente do avanccedilo que com a sua reduccedilatildeo resultava em maiores valores de
temperatura Com a deformaccedilatildeo da aresta de corte uma elevaccedilatildeo da temperatura foi
observada provavelmente pela maior aacuterea de contato causada por essa deformaccedilatildeo e a
temperatura produzida pelas ferramentas eram menores quando as ferramentas possuiacuteam
revestimento Observou-se tambeacutem a importacircncia do uso de revestimento nas ferramentas e
sua influecircncia nas temperaturas obtidas conforme apresenta a Tabela 3 e as Figuras 6 e 7
14
Tabela 3 Testes e paracircmetros de ferramentas revestidas e sem revestimento [24 Modificado] [24]
Teste (nuacutemero)
Paracircmetros de corte Velocidade (V)
mmin Avanccedilo (f)
mmrev Profundidade de corte
(d) mm Diacircmetro
(mm) N
(rpm) T1 115 032 15 100 360 T2 115 018 15 100 360 T3 75 032 15 100 250 T4 75 018 15 100 250
Figura 7 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
15
Figura 8 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
Akbar et al (2008) [25] fizeram uma anaacutelise experimental da particcedilatildeo teacutermica no
torneamento a seco do accedilo AISI 4140 aplicando diferentes velocidades de corte incluindo
velocidades convencionais e altas velocidades de torneamento (100 197 314 395 565 628
785 e 880 mmin) O avanccedilo e a profundidade de corte foram mantidos constantes (01
mmrev e 25mm respectivamente) e o comprimento cortado foi limitado a 5mm para
minimizar a variaccedilatildeo que o desgaste da ferramenta poderia trazer Foram usadas duas
ferramentas uma de metal duro sem revestimento e outra com revestimento de TiN
Observou-se uma variaccedilatildeo no comportamento das forccedilas de corte com o aumento da
velocidade corte Variando a velocidade de corte de 100 ateacute 395 mmin a forccedila de corte
diminuiacutea Entretanto na faixa de 395 e 565 mmin essa forccedila cresce junto com a elevaccedilatildeo da
velocidade Em seguida a forccedila torna a diminuir na regiatildeo de altas velocidades acima de 565
mmin
Neste mesmo trabalho revelou-se que para as ferramentas revestidas com TiN as
forccedilas de corte diminuiacuteram gradativamente quando a velocidade aumentava (de 100 ateacute 880
mmin) A medidas experimentais de forccedila de corte e de avanccedilo foram maiores para as
ferramentas natildeo-revestidas em todas as velocidades estudadas Relata-se que este fenocircmeno
pode ser decorrente da reduccedilatildeo da fricccedilatildeo e da adesatildeo com a peccedila que o revestimento de TiN
proporciona A forccedila de avanccedilo tambeacutem reduziu gradualmente com o aumento da velocidade
de corte em todos os testes tanto para as ferramentas com revestimento ou sem
16
23 ndash Tensotildees Residuais
Matsumoto et al (1986) [26] definiram tensatildeo residual como a tensatildeo que permanece
no componente apoacutes a solicitaccedilatildeo termomecacircnica agrave qual foi submetido Sua presenccedila pode ser
uacutetil ou deleteacuteria dependendo da sua natureza trativa ou compressiva e magnitude alta ou
baixa A classificaccedilatildeo atual dos tipos de tensotildees residuais eacute definida quanto a sua abrangecircncia
podendo ser classificadas como Tensotildees Macroscoacutepicas tambeacutem referenciada como Tipo I
Tensotildees Microscoacutepicas chamadas de Tipo II e Tensotildees submicroscoacutepicas ou Tipo III [27]
bull Tensotildees residuais do tipo I Satildeo tensotildees a niacuteveis macroscoacutepicos em uma escala
maior que o tamanho de gratildeo do material
bull Tensotildees residuais do tipo II Satildeo tensotildees microscoacutepicas que variam dentro da
escala de um gratildeo individual Tais tensotildees satildeo esperadas natildeo somente em
materiais com muacuteltiplas microestruturas mas inclusive em materiais que
possuem uma microestrutura uacutenica devido a anisotropia e o comportamento de
cada gratildeo
bull Tensotildees residuais do tipo III Tambeacutem satildeo tensotildees microscoacutepicas poreacutem esta
existe dentro do gratildeo Por isso muitas vezes satildeo chamadas de submicroscoacutepicas
Satildeo essencialmente resultado da presenccedila de descontinuidades e outros defeitos
da estrutura cristalina do material Normalmente vem acompanhada da Tensatildeo
de Tipo II
Na Figura 9 eacute apresentado um diagrama esquemaacutetico que mostra os 3 tipos de tensatildeo
residual (120590119868 120590119868119868 119890 120590119868119868119868) [27]
17
Figura 9 Desenho esquemaacutetico dos tipos de tensatildeo residual [27]
A anaacutelise das tensotildees residuais presentes nos componentes mecacircnicos bem como a
compreensatildeo do comportamento das propriedades mecacircnicas dos materiais quando sujeitos a
campos de tensotildees originados nos processos usinagem eacute de grande importacircncia para diversas
aacutereas Estaacute bem estabelecido que a presenccedila de tensotildees residuais compressivas na superfiacutecie
do material aumenta a sobrevida em fadiga pois a compressatildeo dificulta a nucleaccedilatildeo eou a
propagaccedilatildeo de trincas [28] Em contrapartida tensotildees trativas podem se somar agraves tensotildees de
trabalho mesmo no regime elaacutestico podendo levar a ruptura prematura do componente [29]
231 ndash Tensotildees Residuais em usinagem
As tensotildees residuais satildeo desenvolvidas em qualquer processo termomecacircnico sendo
essas tensotildees classificadas de acordo com sua origem em Teacutermica Quiacutemica e Mecacircnica
Entre as trecircs origens as tensotildees de origem teacutermica em um niacutevel macroscoacutepico satildeo
decorrentes de um aquecimento e resfriamento natildeo uniforme advindas de processos como a
usinagem e tratamentos teacutermicos Adicionalmente restriccedilotildees impostas por peccedilas de grande
volume podem levar ao desenvolvimento de tensotildees elevadas magnitudes devido ao
gradiente teacutermico entre a superfiacutecie e o nuacutecleo da peccedila Um exemplo eacute o processo de tempera
de um accedilo que leva a tensotildees compressivas na superfiacutecie balanceadas com tensotildees trativas no
centro do componente [27]
Tensotildees de origem quiacutemica se desenvolvem devido a mudanccedilas de volume associadas
com reaccedilotildees quiacutemicas precipitaccedilatildeo e transformaccedilatildeo de fase Tratamento quiacutemicos
18
superficiais e revestimento de materiais levam a um gradiente de tensatildeo residual de elevada
magnitude nas camadas superficiais [27] Como exemplo cita-se a nitretaccedilatildeo que tende a gerar
tensotildees compressivas na regiatildeo de difusatildeo por causa da expansatildeo estrutural e precipitaccedilatildeo de
nitretos [30]
O escoamento plaacutestico natildeo homogecircneo tambeacutem resulta em campos de tensatildeo residual
neste caso de origem mecacircnica Essas tensotildees podem se desenvolver de forma natural durante
o processo de fabricaccedilatildeo ou tratamento teacutermico dos materiais podendo ser tambeacutem
introduzidas de forma deliberada para o desenvolvimento de um perfil especiacutefico de tensatildeo
[27] Seja qual for o processo de usinagem de materiais metaacutelicos iraacute causar tensotildees residuais
que podem alcanccedilar valores proacuteximos ao limite de escoamento do material e influenciar na
vida em serviccedilo de componentes mecacircnicos Portanto definir o processo adequado para cada
aplicaccedilatildeo requer a previsatildeo de quatildeo elevada seraacute a tensatildeo residual gerada em funccedilatildeo dos
paracircmetros envolvidos no do processo utilizado [31]
Pesquisadores concordam que as tensotildees residuais de um componente satildeo um
conjunto das trecircs fontes de tensatildeo residual Muito dificilmente um componente soacute teraacute sido
submetido agrave processos que soacute resultem de uma soacute fonte de tensatildeo residual Especificamente
na usinagem os paracircmetros de corte utilizados na usinagem como velocidade de corte
velocidade de avanccedilo profundidade de corte aleacutem do estado da ferramenta e tipo de
lubrificaccedilatildeo empregadas podem levar a uma variaccedilatildeo significativa da taxa de produccedilatildeo e
tambeacutem nas tensotildees residuais presentes no componente usinado [32] Em geral o consenso eacute
de que na usinagem se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser compressivas
enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [14] Contudo Matsumoto et
al (1986) [26] afirmam que em funccedilatildeo da dureza do material a usinagem pode promover
tensotildees residuais de compressatildeo ou de traccedilatildeo Por exemplo para os accedilos de baixa dureza a
tensatildeo residual eacute trativa e para os accedilos com elevada dureza a tensatildeo residual eacute compressiva
232 ndash Tensotildees Residuais em torneamento
O estudo sobre tensotildees residuais em usinagem em particular no torneamento
aumentou nos uacuteltimos anos A necessidade de ganhar produtividade leva os setores de
usinagem a empregar paracircmetros de corte cada vez mais severos o que tende a mudar
19
significativamente o estado das tensotildees residuais principalmente as superficiais nos
componentes usinados
Capello et al (2004) [32] fizeram um estudo comparando a influecircncia dos paracircmetros
de corte no torneamento de diferentes materiais nas tensotildees residuais obtidas Nesse trabalho
foi utilizada uma velocidade de corte fixa e quatro paracircmetros distintos profundidade de
corte avanccedilo raio da ponta da ferramenta e acircngulo de entrada para 3 accedilos diferentes Um accedilo
com propriedades mecacircnicas elevadas (39NiCrMo3) o segundo com propriedades
intermediaacuterias (C45 steel) e o terceiro com propriedades baixas (Fe370) Pelos resultados
obtidos foi verificado que os paracircmetros que se expressavam mais nas tensotildees residuais
foram o avanccedilo colocado na maacutequina e o raio da ferramenta Com a elevaccedilatildeo do valor do
avanccedilo e com o aumento do raio da ferramenta as tensotildees geradas resultantes se
pronunciavam com caraacuteter trativo
Garcia et al (2012) [33] realizaram um estudo sobre o efeito dos paracircmetros de corte
na geraccedilatildeo das tensotildees residuais superficiais no torneamento de um accedilo AISI 4340 Como
principais conclusotildees esse trabalho mostrou que com o aumento da velocidade de corte as
tensotildees residuais tendiam a serem menos trativas Contudo as tensotildees residuais tendem a ser
mais trativas com o aumento do avanccedilo possivelmente em virtude do aumento da temperatura
de corte e a rugosidade superficial tambeacutem se elevava Logo a integridade superficial
piorava com o aumento do avanccedilo de corte A Figura 10 mostra as curvas obtidas nas direccedilotildees
de avanccedilo (longitudinal) e direccedilatildeo de corte (circunferencial) onde eacute possiacutevel observar o
comportamento trativo das tensotildees residuais Esses dados indicando que os fatores (teacutermico
deformaccedilatildeo plaacutestica e de transformaccedilatildeo fase) responsaacuteveis pela geraccedilatildeo das tensotildees
superficiais mudam de acordo com o campo da velocidade de corte empregado Neste caso
para velocidades menores o fator mais expressivo eacute a temperatura que gera tensotildees teacutermicas
de traccedilatildeo e para velocidades mais elevadas as tensotildees geradas pela transformaccedilatildeo de fase
eou de deformaccedilatildeo plaacutestica eram as que adquiriam maior importacircncia
20
Figura 10 Tensotildees residuais medidas na direccedilatildeo de longitudinal (a) e na direccedilatildeo
circunferencial (b) [33]
21
233 ndash Tensometria por difraccedilatildeo de Raios-X
Existem diversas teacutecnicas experimentais de se obter os valores de tensatildeo residual
Bordinassi et al (2006) [34] citam que atualmente os dois meacutetodos mais utilizados satildeo o do
furo cego e a tensometria por difraccedilatildeo de raios-X sendo este uacuteltimo o mais utilizado dentre os
dois Martins et al (2004) [35] afirmam tambeacutem que o meacutetodo por difraccedilatildeo de raios-X
apresenta os melhores resultados quando comparado com o meacutetodo micromagneacutetico e
meacutetodo do furo Todas essas teacutecnicas podem ser classificadas de acordo com o niacutevel de dano
introduzido no material em [36]
bull Destrutivas processos que para obtenccedilatildeo das informaccedilotildees de deformaccedilatildeo
necessaacuterias para a anaacutelise das tensotildees residuais comprometem ou
impossibilitam o uso da amostra analisada
bull Natildeo destrutivos natildeo precisam da remoccedilatildeo material e natildeo provocam qualquer
tipo de dano durante a mediccedilatildeo de tensotildees residuais
bull Parcialmente destrutivas alguns autores como Hilson et al (2009) [36]
defendem que existe uma terceira categoria que eacute caracterizada pelo dano na
peccedila poreacutem com possibilidade de utilizaccedilatildeo da amostra como ilustra a Figura
11
Figura 11 Classificaccedilatildeo dos processos de mediccedilatildeo de tensotildees residuais [37]
22
Aleacutem dos danos causados no material outros fatores devem ser levados em
consideraccedilatildeo ao escolher a teacutecnica adequada Satildeo eles [27]
bull Fatores relativos a praticidade custo e disponibilidade do equipamento
portabilidade velocidade de mediccedilatildeo existecircncia de procedimento padronizado e
niacutevel de habilidade requerida do operador
bull Fatores relativo ao material classe do material que pode ser analisado por uma
teacutecnica particular preparaccedilatildeo preacutevia da superfiacutecie e necessidade de propriedades
especiacuteficas
bull Fatores relativos a mediccedilatildeo resoluccedilatildeo penetraccedilatildeo tipo de tensatildeo detectada
gradiente de tensatildeo incerteza e aacuterea ou volume de anaacutelise
A maioria das teacutecnicas existentes satildeo capazes de medir tensotildees residuais do tipo I
Poreacutem somente algumas como difraccedilatildeo de raios-X possuem a resoluccedilatildeo necessaacuteria para
medir tensotildees residuais de tipo II E mesmo com bons niacuteveis de resoluccedilatildeo as incertezas das
mediccedilotildees podem ser elevadas chegando a 30 do valor medido [27] Um resumo desses
fatores estaacute descrito na Tabela 4
Tabela 4 Teacutecnicas e caracteriacutesticas para determinaccedilatildeo da tensatildeo residual [27 Modificado] [27]
Teacutecnica Velocidade Penetraccedilatildeo Aacuterea de anaacutelise
Resoluccedilatildeo Tipo de Tensatildeo
Furos Cego
Raacutepida Meacutedia
Igual ao tamanho do furo
1-2 mm diacircmetro
50 -100 microm I
Difraccedilatildeo de Raio-X
Raacutepida Meacutedia
Ateacute 1 mm 01 ndash 1 mmsup2 20 microm I e II
Ultrassom Raacutepida gt100 mm 1-400 mmsup2 1 mm I
Magneacutetica Raacutepida 20 a 300 microm gt2 mmsup2 5 mm I
A teacutecnica utilizada nos procedimentos experimentais deste trabalho foi a de difraccedilatildeo
de Raios X Atraveacutes desta teacutecnica a deformaccedilatildeo causada na superfiacutecie eacute obtida pela razatildeo da
variaccedilatildeo da distacircncia interplanar pela distacircncia livre de deformaccedilatildeo Como pode ser
observado na Figura 12 o paracircmetro chamado de distacircncia interplanar eacute representado pela
letra ldquodrdquo Esta distacircncia eacute entatildeo convertida em tensatildeo segundo equaccedilotildees derivadas da teoria
da elasticidade [38] ou seja a variaccedilatildeo da distacircncia entre planos cristalinos induzida pela
presenccedila de tensotildees eacute medida com base na lei de Bragg e as tensotildees satildeo calculadas
23
assumindo-se que a distorccedilatildeo ocorre no regime elaacutestico Desta forma somente a parte elaacutestica
do campo de deformaccedilotildees eacute medida uma vez que a deformaccedilatildeo plaacutestica natildeo afeta os
paracircmetros cristalinos Como dito anteriormente esta eacute uma teacutecnica natildeo destrutiva e como a
maioria das teacutecnicas natildeo destrutivas eacute limitada agraves camadas superficiais na ordem de 10 microm
[35]
Figura 12 Difraccedilatildeo de raios-X em cristais simples carregados e descarregados [39]
Bragg descreve a difraccedilatildeo de raios X no estado inicial natildeo deformado como uma
reflexatildeo segundo alguns planos cristalinos Estes planos possuem uma distacircncia ldquodrdquo chamada
de distacircncia interplanar Um feixe paralelo de raios-X de comprimento de onda λ que incide
na superfiacutecie deste material com um acircngulo de incidecircncia θ iraacute sofrer uma difraccedilatildeo sob o
mesmo acircngulo θ desde que a equaccedilatildeo de Bragg seja satisfeita (equaccedilatildeo 31)
119899 = 2119889 ∙ 119904119890119899120579 (31)
24
Entatildeo ao utilizar um feixe de raios-X monocromaacuteticos (λ = constante) o valor do
acircngulo θ referente a uma intensidade maacutexima de difraccedilatildeo depende somente da distacircncia
interplanar ldquodrdquo
A derivada da expressatildeo de Bragg indica que
∆119889
119889+
119888119900119904120579
119904119890119899120579∙ ∆120579 = 0 (32)
120576 = minus∆120579 ∙ cot 119892120579 (33)
∆120579 = 120579119888119900119898 119905119890119899119904atilde119900 minus 120579119904119890119898 119905119890119899119904atilde119900 (34)
Medindo ∆120579 pode-se calcular a deformaccedilatildeo e consequentemente a respectiva tensatildeo
residual Vaacuterios meacutetodos satildeo propostos para determinaccedilatildeo das deformaccedilotildees segundo a
difraccedilatildeo de raiosndashX [39] [40] Poreacutem no escopo deste trabalho seraacute tratado somente o meacutetodo
do sensup2 Segundo Bordinassi et al (2006) [34] este meacutetodo tem sua maior aplicabilidade
quando se busca maior exatidatildeo nas medidas cujas amostras possuem um certo grau de
textura Este meacutetodo nada mais eacute que a adequaccedilatildeo da Equaccedilatildeo 33 utilizando coordenadas
polares (Figura 13) ao estado real de tensotildees que resulta em
120576(120593) = cot 119892120579 ∙ (120579120593 minus 120579119900) (35)
Figura 13 Sistema de coordenadas polares [41 Modificado] [41]
Sabendo que
25
120576120593 = (1205901 ∙ 1198881199001199042120593 + 1205902 ∙ 1199041198901198992120593)1199041198901198992 minus 120583(1205901 + 1205902 + 1205903)
119864 (36)
Mantendo o acircngulo 120593 fixo e determinando a diferenccedila entre as deformaccedilotildees em duas
direccedilotildees distintas atraveacutes do acircngulo obtemos
120576(1205932) minus 120576(1205931) = cot 119892120579119900 ∙ (1205791205932minus 1205791205931
) (37)
Reescrevendo o primeiro termo da equaccedilatildeo 36 em funccedilatildeo da diferenccedila de deformaccedilatildeo
entre duas direccedilotildees diferentes temos
120576(1205932) minus 120576(1205931) =(1 + 120583) ∙ 120590120593 ∙ (11990411989011989922 minus 11990411989011989921)
119864 (38)
Substituindo o primeiro membro da Equaccedilatildeo 38 pelo segundo membro da equaccedilatildeo 37
obteacutem-se a equaccedilatildeo utilizada na mediccedilatildeo de tensotildees residuais
120590120593 =119864
(1 + 120583)∙ cot 119892120579119900 ∙
(1205791205932minus 1205791205931
)
(11990411989011989922 minus 11990411989011989921) (38)
O graacutefico da Figura 14 eacute obtido pela plotagem das variaccedilotildees dos acircngulos de difraccedilatildeo
2θ com as variaccedilotildees dos acircngulos de incidecircncia dos raios-X Podemos observar a partir da
equaccedilatildeo 38 que a tensatildeo residual eacute diretamente proporcional agrave derivada de 2θ em funccedilatildeo de
sensup2ψ
Figura 14 Estado de tensatildeo do material em funccedilatildeo do declive da curva 2θ x sensup2ψ [41]
26
Capiacutetulo 3
Materiais e Meacutetodos
A realizaccedilatildeo do procedimento experimental teve algumas fases dentre as quais pode-
se citar a preparaccedilatildeo das amostras torneamento em alta velocidade mediccedilatildeo das tensotildees
residuais superficiais por difraccedilatildeo de raios-x e anaacutelise dos resultados Os itens subsequentes
descrevem em detalhes todos os meacutetodos equipamentos e procedimentos utilizados neste
trabalho
31 ndash Material
O material utilizado na confecccedilatildeo das amostras foi o accedilo SAE 4140 cuja a dureza
medida foi de aproximadamente 15 HRc Este accedilo foi adquirido em barras de duas polegadas
de diacircmetro por 120 mm de comprimento e em cada barra foi confeccionado 4 amostras
conforme a Figura 15
Figura 15 Representaccedilatildeo esquemaacutetica das amostras
27
32 ndash Preparaccedilatildeo das amostras
A amostra foi usinada no torno mecacircnico convencional do Laboratoacuterio de Pesquisa em
Usinagem (LABUS) do Centro Federal de Ensino Tecnoloacutegico Celso Suckow da Fonseca
(CEFET ndash RJ Maracanatilde) conforme a Figura 16 Na operaccedilatildeo foi utilizado fluido de corte
para tentar amenizar a influecircncia desta usinagem no resultado final
Figura 16 Torno utilizado na preparaccedilatildeo da amostra
A partir dos resultados obtidos das tensotildees residuais apoacutes a usinagem no torno
convencional constatou-se que as medidas foram muito aleatoacuterias devido ao desgaste da
ferramenta utilizada e entatildeo optou-se por realizar um tratamento teacutermico de aliacutevio de tensotildees
(TTAT) para evitar que os resultados da usinagem principal fossem influenciados pela
operaccedilatildeo anterior As amostras foram aquecidas agrave uma taxa de aproximadamente 175 ordmC
min Apoacutes atingida e estabilizada a temperatura de 600degC a amostra permaneceu nesta
condiccedilatildeo por 2 horas sendo posteriormente resfriada no forno Os valores das tensotildees foram
medidos novamente apoacutes o tratamento
28
33 ndash Torneamento em Alta Velocidade
O torno utilizado nas operaccedilotildees em alta velocidade foi o centro de torneamento Romi
modelo Centur 30D conforme apresenta a Figura 17 capaz de operar em uma faixa em
velocidades entre 4 a 4000 rpm e com potecircncia de 10 CV
Figura 17 CNC Romi Centur 30D
De acordo com as caracteriacutesticas do torno foram escolhidos os paracircmetros mostrados
na Tabela 5 que podem se enquadrar no regime de torneamento em alta velocidade A
profundidade de corte (ap) tambeacutem foi modificada entre as condiccedilotildees [33] Entatildeo o
torneamento das amostras foi fundamentado em um experimento fatorial de quatro
combinaccedilotildees sendo duas repeticcedilotildees para cada combinaccedilatildeo Foi usado um avanccedilo (a)
constante para todas as condiccedilotildees de 02 mmrot A programaccedilatildeo utilizada pode ser
encontrada no Anexo A
Tabela 5 Tabela das Condiccedilotildees
Condiccedilatildeo A B Vc [mmin] ap [mm]
1 -1 -1 500 01
2 -1 1 500 02
3 1 -1 600 01
4 1 1 600 02
29
Onde
Fatores A Velocidade de Corte (Niacuteveis 119881minus1 = 500 119898119898119894119899 e 119881+1 = 600 119898119898119894119899)
B Profundidade de Corte (Niacuteveis 119865minus1 = 01 119898119898 ou 119865+1 = 02 119898119898)
Tratamentos
119881minus1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 02 mm
119881minus1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 02 mm
Unidade
Experimental Mega Pascal
As ferramentas utilizadas foram os insertos VBMT 160408-PM4325 da Sandvik com
geometria mostrada na Figura 18 Para cada condiccedilatildeo foi utilizado um soacute gume de corte para
garantir a uniformidade da aresta de corte e evitar que o desgaste da ferramenta influenciasse
nos resultados finais A Tabela 6 fornece as principais caracteriacutesticas do inserto
Figura 18 Insertos utilizados no torneamento
Tabela 6 Propriedades do inserto
Tamanho Efetivo da aresta de corte (LE) 15806 mm
Diacircmetro ciacuterculo inscrito (IC) 9525 mm
Raio da ponta (RE) 0794 mm
Espessura (S) 4763 mm
30
34 ndash Mediccedilatildeo das tensotildees residuais
As mediccedilotildees de tensotildees residuais foram realizadas no Laboratoacuterio de Anaacutelise de
Tensotildees (LAT) do Departamento de Engenharia Mecacircnica da Universidade Federal
Fluminense (UFF) A teacutecnica adotada foi a de tensometria por difraccedilatildeo de raios-X utilizando-
se o equipamento de anaacutelise de tensotildees da Stressrad (Figura 19)
Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra
As amostras foram medidas em duas direccedilotildees longitudinal (L) e circunferencial copy
conforme detalha a Figura 20 Os seguintes paracircmetros foram adotados
Radiaccedilatildeo Crκα (λ=22809Å) difratando o plano cristalograacutefico (211) da ferrita
Acircngulo de difraccedilatildeo de ferrita (2θ) 1562ordm
Acircngulos Ψ 0ordm 21ordm 30ordm 38ordm 45ordm
Tempo de exposiccedilatildeo ao Raio-X 45s para cada acircngulo Ψ
FONTE DE ALTA TENSAtildeO
AMOSTRA SOFTWARE
TUBO DE Crκα
GONIOcircMETRO
31
Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial
A rugosidade superficial das amostras foi medida com o rugosiacutemetro da Taylor
Hobson Precision Surtronic 25 (Figura 21) As mediccedilotildees foram feitas em pontos distintos da
amostra no sentido longitudinal procurando obter o resultado que melhor representasse a
rugosidade real das amostras Foram realizadas 7 medidas em cada amostra
O paracircmetro adotado foi a rugosidade meacutedia (Ra) na qual o comprimento de mediccedilatildeo
foi de L= 400 e o de amostragem igual a La = 08mm O raio da ponta do apalpador eacute de
5microm conferindo ao equipamento uma resoluccedilatildeo de 001microm com precisatildeo de 2 do valor
medido
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson
32
Capiacutetulo 4
Resultados e discussotildees
As anaacutelises inicias foram com base nos valores de tensatildeo residuais (TR) sendo as
medidas realizadas apoacutes a preparaccedilatildeo das amostras mas devido a heterogeneidade
apresentada pelas mesmas foi realizado um TTAT Apoacutes o tratamento teacutermico obteve-se uma
meacutedia de -144 MPa nas tensotildees residuais longitudinais (L) e de -142 MPa na direccedilatildeo
circunferencial (C) com erro de aproximadamente 15 MPa Apoacutes a usinagem principal as
tensotildees residuais foram medidas novamente e a Tabela 7 apresenta os valores obtidos em
todas as amostras
Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem
Condiccedilatildeo Amostra Tensatildeo Residual [MPa]
Longitudinal (L) Circunferencial (C)
1 2D -183 plusmn 20 435 plusmn 31
2C 67 plusmn 1 550 plusmn 16
2 2B -162 plusmn 33 498 plusmn 0
2A 179 plusmn 25 508 plusmn 101
3 1D -260 plusmn 75 291 plusmn 41
1C -90 plusmn 0 405 plusmn 33
4 1B 97 plusmn 23 369 plusmn 1
1A 125 plusmn 6 262 plusmn 8
A Figura 22 mostra os valores das tensotildees residual nas direccedilotildees circunferencial e longitudinal
respectivamente Com base nos graacuteficos nota-se que o comportamento das TR
circunferenciais eacute homogecircneo e coerente com a literatura [33] onde com valores maiores de
velocidade de corte tem-se uma diminuiccedilatildeo na magnitude das tensotildees trativas Entretanto na
longitudinal haacute muita heterogeneidade nos valores o que torna difiacutecil a anaacutelise dos resultados
nesta direccedilatildeo
33
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Longitudinal
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
1 2 3 4Condiccedilotildees
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Condiccedilotildees
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial
A Tabela 8 apresenta a meacutedia das tensotildees para cada condiccedilatildeo tanto na direccedilatildeo
longitudinal quanto na transversal a fim de analisar a influecircncia de cada paracircmetro nas
tensotildees residuais gerados no torneamento Conforme valores apresentados as tensotildees
superficiais circunferenciais encontram-se no estado de traccedilatildeo enquanto as tensotildees na direccedilatildeo
longitudinal apresentam um misto de compressatildeo e traccedilatildeo
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual
Condiccedilatildeo Tensotildees residuais (MPa)
C L
1 4925 plusmn 5 -58 plusmn 3
2 503 plusmn 7 85 plusmn 5
3 348 plusmn 6 -175 plusmn 6
4 3155 plusmn 2 111 plusmn 4
34
Avaliando o graacutefico da Figura 23 eacute possiacutevel observar uma clara reduccedilatildeo nos valores
das tensotildees quando passamos do regime de velocidade de 500mmin (condiccedilotildees 1 e 2) para o
de 600mmin (condiccedilotildees 3 e 4) Isto sugere que a tendecircncia da tensatildeo residual eacute reduzir seu
valor com o aumento da velocidade de corte conforme previsto na literatura [33] para
condiccedilotildees de transiccedilatildeo baixa-alta velocidade de corte Este comportamento sugere que a
condiccedilatildeo um e dois encontram-se no limiar do regime de altas velocidades
Com relaccedilatildeo ao efeito da profundidade nota-se que o comportamento das tensotildees
residuais eacute resultado da combinaccedilatildeo entre profundidade e velocidade Quando se tem
velocidades de corte maior o aumento da profundidade tende a diminuir os valores das
tensotildees ou seja aumenta o efeito da deformaccedilatildeo plaacutestica sobre o gradiente teacutermico o que natildeo
eacute evidente para velocidades menores
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Profundidade
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial
Na direccedilatildeo longitudinal (Figura 24) percebe-se uma amplificaccedilatildeo do efeito da
profundidade de corte na tensatildeo residual com o aumento da velocidade de corte Para as
amostras que foram submetidas agrave maior velocidade de corte ocorreu um aumento expressivo
da diferenccedila dos valores de tensotildees residuais encontrados em funccedilatildeo de uma mesma
profundidade de corte utilizada Contudo considerando o desvio padratildeo entre as medidas natildeo
35
se pode concluir qual a tendecircncia das TR na direccedilatildeo longitudinal com essa quantidade de
amostras pois haacute muita heterogeneidade nas medidas
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
LongitudinalT
ensatilde
o R
esid
ual (
MP
a)
Profundidade
Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal
Com relaccedilatildeo agrave rugosidade a literatura [10] descreve que com o aumento da velocidade
de corte ocorre uma diminuiccedilatildeo dos valores meacutedios de rugosidade enquanto que o aumento
da profundidade de corte acarreta em valores maiores de rugosidade apesar deste uacuteltimo natildeo
impactar tanto nos resultados Analisando os valores de rugosidade apresentados na Figura 25
em conjunto com a Figura 26 nota-se que os menores valores meacutedios de rugosidade foram
obtidos para os maiores valores de velocidade de corte (condiccedilotildees 3 e 4) Contudo tambeacutem
fica claro que existe uma inconsistecircncia dos valores apresentados na condiccedilatildeo dois O valor
esperado para esta condiccedilatildeo era seguir a tendecircncia das condiccedilotildees trecircs e quatro ou seja o valor
meacutedio de rugosidade da condiccedilatildeo dois deveria ser da mesma magnitude do valor da condiccedilatildeo
um poreacutem superior assim como o da condiccedilatildeo quatro eacute maior do que o da condiccedilatildeo trecircs
36
01 0223
24
25
26
27
28
29
30Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Profundidade
Vc = 500 [mmin] Vc = 600 [mmin]
Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade
1 2 3 423
24
25
26
27
28
29
30 Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Condiccedilatildeo
Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial
Analisando a Figura 27 eacute perceptiacutevel que o aumento da profundidade de corte
ocasionou resultados com tensotildees longitudinais de natureza trativa Isso pode ser relacionado
37
com um possiacutevel fator teacutermico imposto pela maior profundidade de corte sendo mais
evidente com maiores valores de velocidade de corte Entretanto quando se compara tensotildees
residuais com rugosidade novamente natildeo haacute como chegar a conclusotildees
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
1 2 3 4
Longitudinal
Condiccedilotildees
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
24
26
28
30
Rug
osid
ade
(μm
)
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
11
Segundo Griffths et al (2001) [12] o torneamento produz efeitos termomecacircnicos
que estatildeo diretamente relacionados agrave integridade superficial da peccedila usinada O efeito
mecacircnico adveacutem principalmente das tensotildees de cisalhamentos desenvolvidas no processo
sendo estas distribuiacutedas em trecircs zonas A chamada zona primaacuteria ocorre na peccedila a medida que
o material eacute removido e convertido em cavaco a secundaacuteria fica localizada na parte inferior
do cavaco a medida que este eacute forccedilado contra a ferramenta e a terciaacuteria ocorre na parte
inferior da ferramenta agrave medida que esta eacute arrastada sobre o material receacutem cortado As
tensotildees primaacuterias e terciaacuterias afetam a superfiacutecie da peccedila cortada jaacute a secundaacuteria natildeo como
mostra a Figura 6 [12]
Adicionalmente pode-se relacionar essas zonas com os raios da ponta das ferramentas
e seu desgaste na integridade superficial da peccedila Em uma ferramenta afiada a ponta da
ferramenta tem um raio de tiacutepico de 8 microm Com o uso da ferramenta e sua degradaccedilatildeo o raio
da ponta aumenta levando a uma planificaccedilatildeo da face da ferramenta em contato com a peccedila e
aumentado os valores do acircngulo de inclinaccedilatildeo Com este aumento o material que se encontra
na ponta da ferramenta eacute forccedilado para frente e comprimido contra a superfiacutecie do material
Quando o acircngulo de inclinaccedilatildeo chega a um valor criacutetico segundo Griffths et al (2001) [12]
maior que -75deg a ferramenta deixa de cortar e passa a criar protuberacircncias no material
degradando a integridade superficial do mesmo
Figura 6 Zonas de esforccedilo cisalhante na ferramenta durante o torneamento [12 Modificado]
[12]
Ainda com relaccedilatildeo ao raio da ponta da ferramenta e seu desgaste sabe-se que
ferramentas afiadas geram temperaturas comparativamente menores que uma natildeo afiada
Segundo Griffths et al (2001) [12] uma ferramenta gasta pode gerar temperaturas proacuteximas a
700degC dependendo dos paracircmetros de corte aplicados Considerando que a temperatura de
12
transformaccedilatildeo microestrutural de algumas fases presentes em peccedilas de accedilo estaacute em torno de
723degC pode-se concluir que a usinagem nessas condiccedilotildees pode resultar em transformaccedilatildeo de
fase
Todos estes fatores contribuem para a geraccedilatildeo de tensotildees residuais associadas a um
material torneado Entatildeo pode-se concluir que estas tensotildees podem apresentar diferentes
perfis dependendo de quatildeo gasta a ferramenta estaacute da presenccedila de lubrificaccedilatildeo e das
condiccedilotildees de operaccedilatildeo aleacutem de estarem diretamente relacionadas aos paracircmetros de corte
Normalmente o consenso eacute de que se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser
compressivas enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [12]
221 ndash Torneamento do accedilo 4140
Na literatura satildeo encontrados vaacuterios trabalhos que tecircm como objetivo estudar a
influecircncia dos paracircmetros de corte no desgaste das ferramentas de corte e principalmente na
integridade superficial das peccedilas produzidas Em particular os accedilos 4140 tecircm sido
amplamente estudados neste acircmbito tendo em vista sua aplicaccedilatildeo na induacutestria
Ersan Aslan et al (2007) [22] estudaram os efeitos dos paracircmetros de corte do accedilo
AISI 4140 endurecido (63 HRc) com ferramenta de ceracircmica misturada com Al2O3 + TiCN
no torneamento a seco Neste trabalho concluiu que a velocidade de corte foi o uacutenico fator
estatisticamente significante no desgaste da ferramenta e embora natildeo estatisticamente
significante a profundidade de corte teve uma influecircncia fiacutesica na variaccedilatildeo dos resultados
Apesar de inesperado observaram que velocidades elevadas diminuiacuteam o desgaste da
ferramenta e dessa forma concluiu-se que para minimizar o desgaste da ferramenta
velocidades de corte maiores 250 mmin e niacuteveis reduzidos de profundidade de corte 025
ou 050 mm devem ter preferecircncia Tambeacutem foi relatado que soacute duas interaccedilotildees velocidade
de corte e avanccedilo e avanccedilo e profundidade de corte possuiacuteram significacircncia estatiacutestica na
rugosidade superficial Na anaacutelise dos resultados chegou-se ao consenso de que uma
velocidade de corte elevada 250 mmin uma profundidade de corte miacutenima 025 mm e um
avanccedilo intermediaacuterio 010 mmrev minimizava os valores da rugosidade superficial
Sudhansu et al (2015) [23] pesquisaram a rugosidade superficial e o desgaste da
aresta de corte no torneamento severo do AISI 4140 com dureza de 52 HRc com pastilhas de
ceracircmica misturada com Al2O3 + TiCN e revestidas com PVD-TiN Na pesquisa os
paracircmetros usados foram combinaccedilotildees de velocidades de corte de 100 170 e 240 mmin
13
avanccedilos de 005 010 e 015 mmrev e profundidades de corte de 01 02 e 03 mm Apoacutes a
conclusatildeo dos experimentos conseguiram obter uma superfiacutecie com oacutetimo acabamento com o
torneamento severo tendo como conclusatildeo que a rugosidade superficial era afetada
principalmente pelo avanccedilo e que a profundidade de corte teve impacto despreziacutevel a
velocidade de corte teve um efeito negativo para a rugosidade e que quatildeo maior era a
velocidade de corte empregada (acima de 170 mmin) pior era a rugosidade superficial
Assim como Ersan et al (2007) [22] os autores reafirmaram que a velocidade de corte eacute o
fator preponderante sobre o desgaste da aresta da ferramenta de corte e os efeitos da interaccedilatildeo
avanccedilo-profundidade de corte satildeo notavelmente mais significantes em comparaccedilatildeo com o
avanccedilo somente Ressalta-se tambeacutem que embora a influecircncia da profundidade de corte natildeo
ter sido observada como significante estatisticamente o desgaste da aresta eacute uma funccedilatildeo
crescente da profundidade de corte A rugosidade do accedilo AISI 4140 foi uma funccedilatildeo do perfil
da aresta da pastilha ceracircmica revestida com TiN Quando a velocidade de corte era
aumentada o perfil da aresta da ferramenta crescia e isso causou deterioraccedilatildeo da superfiacutecie
trabalhada Apesar do crescimento do perfil da aresta ter chegado ao limite permissiacutevel de 03
mm a rugosidade Ra natildeo excedeu 16 microm
Alajmi et al (2015) [24] fizeram um monitoramento termograacutefico da aresta de corte
de ferramentas revestidas e natildeo revestidas na busca de aprender sobre os paracircmetros de corte
e suas influecircncias nas ferramentas e no aporte teacutermico nas ferramentas Nesse monitoramento
usou-se os paracircmetros de velocidade de corte de 75 e 115 mmin avanccedilo de 018 e 032
mmrev profundidade de corte de 15mm e com velocidades de cortes de 115 e 75 mmin em
diferentes accedilos sendo um deles o 4140 Com base nos ensaios realizados os autores
observaram que a velocidade de corte natildeo teve efeito significante nas temperaturas
observadas diferente do avanccedilo que com a sua reduccedilatildeo resultava em maiores valores de
temperatura Com a deformaccedilatildeo da aresta de corte uma elevaccedilatildeo da temperatura foi
observada provavelmente pela maior aacuterea de contato causada por essa deformaccedilatildeo e a
temperatura produzida pelas ferramentas eram menores quando as ferramentas possuiacuteam
revestimento Observou-se tambeacutem a importacircncia do uso de revestimento nas ferramentas e
sua influecircncia nas temperaturas obtidas conforme apresenta a Tabela 3 e as Figuras 6 e 7
14
Tabela 3 Testes e paracircmetros de ferramentas revestidas e sem revestimento [24 Modificado] [24]
Teste (nuacutemero)
Paracircmetros de corte Velocidade (V)
mmin Avanccedilo (f)
mmrev Profundidade de corte
(d) mm Diacircmetro
(mm) N
(rpm) T1 115 032 15 100 360 T2 115 018 15 100 360 T3 75 032 15 100 250 T4 75 018 15 100 250
Figura 7 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
15
Figura 8 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
Akbar et al (2008) [25] fizeram uma anaacutelise experimental da particcedilatildeo teacutermica no
torneamento a seco do accedilo AISI 4140 aplicando diferentes velocidades de corte incluindo
velocidades convencionais e altas velocidades de torneamento (100 197 314 395 565 628
785 e 880 mmin) O avanccedilo e a profundidade de corte foram mantidos constantes (01
mmrev e 25mm respectivamente) e o comprimento cortado foi limitado a 5mm para
minimizar a variaccedilatildeo que o desgaste da ferramenta poderia trazer Foram usadas duas
ferramentas uma de metal duro sem revestimento e outra com revestimento de TiN
Observou-se uma variaccedilatildeo no comportamento das forccedilas de corte com o aumento da
velocidade corte Variando a velocidade de corte de 100 ateacute 395 mmin a forccedila de corte
diminuiacutea Entretanto na faixa de 395 e 565 mmin essa forccedila cresce junto com a elevaccedilatildeo da
velocidade Em seguida a forccedila torna a diminuir na regiatildeo de altas velocidades acima de 565
mmin
Neste mesmo trabalho revelou-se que para as ferramentas revestidas com TiN as
forccedilas de corte diminuiacuteram gradativamente quando a velocidade aumentava (de 100 ateacute 880
mmin) A medidas experimentais de forccedila de corte e de avanccedilo foram maiores para as
ferramentas natildeo-revestidas em todas as velocidades estudadas Relata-se que este fenocircmeno
pode ser decorrente da reduccedilatildeo da fricccedilatildeo e da adesatildeo com a peccedila que o revestimento de TiN
proporciona A forccedila de avanccedilo tambeacutem reduziu gradualmente com o aumento da velocidade
de corte em todos os testes tanto para as ferramentas com revestimento ou sem
16
23 ndash Tensotildees Residuais
Matsumoto et al (1986) [26] definiram tensatildeo residual como a tensatildeo que permanece
no componente apoacutes a solicitaccedilatildeo termomecacircnica agrave qual foi submetido Sua presenccedila pode ser
uacutetil ou deleteacuteria dependendo da sua natureza trativa ou compressiva e magnitude alta ou
baixa A classificaccedilatildeo atual dos tipos de tensotildees residuais eacute definida quanto a sua abrangecircncia
podendo ser classificadas como Tensotildees Macroscoacutepicas tambeacutem referenciada como Tipo I
Tensotildees Microscoacutepicas chamadas de Tipo II e Tensotildees submicroscoacutepicas ou Tipo III [27]
bull Tensotildees residuais do tipo I Satildeo tensotildees a niacuteveis macroscoacutepicos em uma escala
maior que o tamanho de gratildeo do material
bull Tensotildees residuais do tipo II Satildeo tensotildees microscoacutepicas que variam dentro da
escala de um gratildeo individual Tais tensotildees satildeo esperadas natildeo somente em
materiais com muacuteltiplas microestruturas mas inclusive em materiais que
possuem uma microestrutura uacutenica devido a anisotropia e o comportamento de
cada gratildeo
bull Tensotildees residuais do tipo III Tambeacutem satildeo tensotildees microscoacutepicas poreacutem esta
existe dentro do gratildeo Por isso muitas vezes satildeo chamadas de submicroscoacutepicas
Satildeo essencialmente resultado da presenccedila de descontinuidades e outros defeitos
da estrutura cristalina do material Normalmente vem acompanhada da Tensatildeo
de Tipo II
Na Figura 9 eacute apresentado um diagrama esquemaacutetico que mostra os 3 tipos de tensatildeo
residual (120590119868 120590119868119868 119890 120590119868119868119868) [27]
17
Figura 9 Desenho esquemaacutetico dos tipos de tensatildeo residual [27]
A anaacutelise das tensotildees residuais presentes nos componentes mecacircnicos bem como a
compreensatildeo do comportamento das propriedades mecacircnicas dos materiais quando sujeitos a
campos de tensotildees originados nos processos usinagem eacute de grande importacircncia para diversas
aacutereas Estaacute bem estabelecido que a presenccedila de tensotildees residuais compressivas na superfiacutecie
do material aumenta a sobrevida em fadiga pois a compressatildeo dificulta a nucleaccedilatildeo eou a
propagaccedilatildeo de trincas [28] Em contrapartida tensotildees trativas podem se somar agraves tensotildees de
trabalho mesmo no regime elaacutestico podendo levar a ruptura prematura do componente [29]
231 ndash Tensotildees Residuais em usinagem
As tensotildees residuais satildeo desenvolvidas em qualquer processo termomecacircnico sendo
essas tensotildees classificadas de acordo com sua origem em Teacutermica Quiacutemica e Mecacircnica
Entre as trecircs origens as tensotildees de origem teacutermica em um niacutevel macroscoacutepico satildeo
decorrentes de um aquecimento e resfriamento natildeo uniforme advindas de processos como a
usinagem e tratamentos teacutermicos Adicionalmente restriccedilotildees impostas por peccedilas de grande
volume podem levar ao desenvolvimento de tensotildees elevadas magnitudes devido ao
gradiente teacutermico entre a superfiacutecie e o nuacutecleo da peccedila Um exemplo eacute o processo de tempera
de um accedilo que leva a tensotildees compressivas na superfiacutecie balanceadas com tensotildees trativas no
centro do componente [27]
Tensotildees de origem quiacutemica se desenvolvem devido a mudanccedilas de volume associadas
com reaccedilotildees quiacutemicas precipitaccedilatildeo e transformaccedilatildeo de fase Tratamento quiacutemicos
18
superficiais e revestimento de materiais levam a um gradiente de tensatildeo residual de elevada
magnitude nas camadas superficiais [27] Como exemplo cita-se a nitretaccedilatildeo que tende a gerar
tensotildees compressivas na regiatildeo de difusatildeo por causa da expansatildeo estrutural e precipitaccedilatildeo de
nitretos [30]
O escoamento plaacutestico natildeo homogecircneo tambeacutem resulta em campos de tensatildeo residual
neste caso de origem mecacircnica Essas tensotildees podem se desenvolver de forma natural durante
o processo de fabricaccedilatildeo ou tratamento teacutermico dos materiais podendo ser tambeacutem
introduzidas de forma deliberada para o desenvolvimento de um perfil especiacutefico de tensatildeo
[27] Seja qual for o processo de usinagem de materiais metaacutelicos iraacute causar tensotildees residuais
que podem alcanccedilar valores proacuteximos ao limite de escoamento do material e influenciar na
vida em serviccedilo de componentes mecacircnicos Portanto definir o processo adequado para cada
aplicaccedilatildeo requer a previsatildeo de quatildeo elevada seraacute a tensatildeo residual gerada em funccedilatildeo dos
paracircmetros envolvidos no do processo utilizado [31]
Pesquisadores concordam que as tensotildees residuais de um componente satildeo um
conjunto das trecircs fontes de tensatildeo residual Muito dificilmente um componente soacute teraacute sido
submetido agrave processos que soacute resultem de uma soacute fonte de tensatildeo residual Especificamente
na usinagem os paracircmetros de corte utilizados na usinagem como velocidade de corte
velocidade de avanccedilo profundidade de corte aleacutem do estado da ferramenta e tipo de
lubrificaccedilatildeo empregadas podem levar a uma variaccedilatildeo significativa da taxa de produccedilatildeo e
tambeacutem nas tensotildees residuais presentes no componente usinado [32] Em geral o consenso eacute
de que na usinagem se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser compressivas
enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [14] Contudo Matsumoto et
al (1986) [26] afirmam que em funccedilatildeo da dureza do material a usinagem pode promover
tensotildees residuais de compressatildeo ou de traccedilatildeo Por exemplo para os accedilos de baixa dureza a
tensatildeo residual eacute trativa e para os accedilos com elevada dureza a tensatildeo residual eacute compressiva
232 ndash Tensotildees Residuais em torneamento
O estudo sobre tensotildees residuais em usinagem em particular no torneamento
aumentou nos uacuteltimos anos A necessidade de ganhar produtividade leva os setores de
usinagem a empregar paracircmetros de corte cada vez mais severos o que tende a mudar
19
significativamente o estado das tensotildees residuais principalmente as superficiais nos
componentes usinados
Capello et al (2004) [32] fizeram um estudo comparando a influecircncia dos paracircmetros
de corte no torneamento de diferentes materiais nas tensotildees residuais obtidas Nesse trabalho
foi utilizada uma velocidade de corte fixa e quatro paracircmetros distintos profundidade de
corte avanccedilo raio da ponta da ferramenta e acircngulo de entrada para 3 accedilos diferentes Um accedilo
com propriedades mecacircnicas elevadas (39NiCrMo3) o segundo com propriedades
intermediaacuterias (C45 steel) e o terceiro com propriedades baixas (Fe370) Pelos resultados
obtidos foi verificado que os paracircmetros que se expressavam mais nas tensotildees residuais
foram o avanccedilo colocado na maacutequina e o raio da ferramenta Com a elevaccedilatildeo do valor do
avanccedilo e com o aumento do raio da ferramenta as tensotildees geradas resultantes se
pronunciavam com caraacuteter trativo
Garcia et al (2012) [33] realizaram um estudo sobre o efeito dos paracircmetros de corte
na geraccedilatildeo das tensotildees residuais superficiais no torneamento de um accedilo AISI 4340 Como
principais conclusotildees esse trabalho mostrou que com o aumento da velocidade de corte as
tensotildees residuais tendiam a serem menos trativas Contudo as tensotildees residuais tendem a ser
mais trativas com o aumento do avanccedilo possivelmente em virtude do aumento da temperatura
de corte e a rugosidade superficial tambeacutem se elevava Logo a integridade superficial
piorava com o aumento do avanccedilo de corte A Figura 10 mostra as curvas obtidas nas direccedilotildees
de avanccedilo (longitudinal) e direccedilatildeo de corte (circunferencial) onde eacute possiacutevel observar o
comportamento trativo das tensotildees residuais Esses dados indicando que os fatores (teacutermico
deformaccedilatildeo plaacutestica e de transformaccedilatildeo fase) responsaacuteveis pela geraccedilatildeo das tensotildees
superficiais mudam de acordo com o campo da velocidade de corte empregado Neste caso
para velocidades menores o fator mais expressivo eacute a temperatura que gera tensotildees teacutermicas
de traccedilatildeo e para velocidades mais elevadas as tensotildees geradas pela transformaccedilatildeo de fase
eou de deformaccedilatildeo plaacutestica eram as que adquiriam maior importacircncia
20
Figura 10 Tensotildees residuais medidas na direccedilatildeo de longitudinal (a) e na direccedilatildeo
circunferencial (b) [33]
21
233 ndash Tensometria por difraccedilatildeo de Raios-X
Existem diversas teacutecnicas experimentais de se obter os valores de tensatildeo residual
Bordinassi et al (2006) [34] citam que atualmente os dois meacutetodos mais utilizados satildeo o do
furo cego e a tensometria por difraccedilatildeo de raios-X sendo este uacuteltimo o mais utilizado dentre os
dois Martins et al (2004) [35] afirmam tambeacutem que o meacutetodo por difraccedilatildeo de raios-X
apresenta os melhores resultados quando comparado com o meacutetodo micromagneacutetico e
meacutetodo do furo Todas essas teacutecnicas podem ser classificadas de acordo com o niacutevel de dano
introduzido no material em [36]
bull Destrutivas processos que para obtenccedilatildeo das informaccedilotildees de deformaccedilatildeo
necessaacuterias para a anaacutelise das tensotildees residuais comprometem ou
impossibilitam o uso da amostra analisada
bull Natildeo destrutivos natildeo precisam da remoccedilatildeo material e natildeo provocam qualquer
tipo de dano durante a mediccedilatildeo de tensotildees residuais
bull Parcialmente destrutivas alguns autores como Hilson et al (2009) [36]
defendem que existe uma terceira categoria que eacute caracterizada pelo dano na
peccedila poreacutem com possibilidade de utilizaccedilatildeo da amostra como ilustra a Figura
11
Figura 11 Classificaccedilatildeo dos processos de mediccedilatildeo de tensotildees residuais [37]
22
Aleacutem dos danos causados no material outros fatores devem ser levados em
consideraccedilatildeo ao escolher a teacutecnica adequada Satildeo eles [27]
bull Fatores relativos a praticidade custo e disponibilidade do equipamento
portabilidade velocidade de mediccedilatildeo existecircncia de procedimento padronizado e
niacutevel de habilidade requerida do operador
bull Fatores relativo ao material classe do material que pode ser analisado por uma
teacutecnica particular preparaccedilatildeo preacutevia da superfiacutecie e necessidade de propriedades
especiacuteficas
bull Fatores relativos a mediccedilatildeo resoluccedilatildeo penetraccedilatildeo tipo de tensatildeo detectada
gradiente de tensatildeo incerteza e aacuterea ou volume de anaacutelise
A maioria das teacutecnicas existentes satildeo capazes de medir tensotildees residuais do tipo I
Poreacutem somente algumas como difraccedilatildeo de raios-X possuem a resoluccedilatildeo necessaacuteria para
medir tensotildees residuais de tipo II E mesmo com bons niacuteveis de resoluccedilatildeo as incertezas das
mediccedilotildees podem ser elevadas chegando a 30 do valor medido [27] Um resumo desses
fatores estaacute descrito na Tabela 4
Tabela 4 Teacutecnicas e caracteriacutesticas para determinaccedilatildeo da tensatildeo residual [27 Modificado] [27]
Teacutecnica Velocidade Penetraccedilatildeo Aacuterea de anaacutelise
Resoluccedilatildeo Tipo de Tensatildeo
Furos Cego
Raacutepida Meacutedia
Igual ao tamanho do furo
1-2 mm diacircmetro
50 -100 microm I
Difraccedilatildeo de Raio-X
Raacutepida Meacutedia
Ateacute 1 mm 01 ndash 1 mmsup2 20 microm I e II
Ultrassom Raacutepida gt100 mm 1-400 mmsup2 1 mm I
Magneacutetica Raacutepida 20 a 300 microm gt2 mmsup2 5 mm I
A teacutecnica utilizada nos procedimentos experimentais deste trabalho foi a de difraccedilatildeo
de Raios X Atraveacutes desta teacutecnica a deformaccedilatildeo causada na superfiacutecie eacute obtida pela razatildeo da
variaccedilatildeo da distacircncia interplanar pela distacircncia livre de deformaccedilatildeo Como pode ser
observado na Figura 12 o paracircmetro chamado de distacircncia interplanar eacute representado pela
letra ldquodrdquo Esta distacircncia eacute entatildeo convertida em tensatildeo segundo equaccedilotildees derivadas da teoria
da elasticidade [38] ou seja a variaccedilatildeo da distacircncia entre planos cristalinos induzida pela
presenccedila de tensotildees eacute medida com base na lei de Bragg e as tensotildees satildeo calculadas
23
assumindo-se que a distorccedilatildeo ocorre no regime elaacutestico Desta forma somente a parte elaacutestica
do campo de deformaccedilotildees eacute medida uma vez que a deformaccedilatildeo plaacutestica natildeo afeta os
paracircmetros cristalinos Como dito anteriormente esta eacute uma teacutecnica natildeo destrutiva e como a
maioria das teacutecnicas natildeo destrutivas eacute limitada agraves camadas superficiais na ordem de 10 microm
[35]
Figura 12 Difraccedilatildeo de raios-X em cristais simples carregados e descarregados [39]
Bragg descreve a difraccedilatildeo de raios X no estado inicial natildeo deformado como uma
reflexatildeo segundo alguns planos cristalinos Estes planos possuem uma distacircncia ldquodrdquo chamada
de distacircncia interplanar Um feixe paralelo de raios-X de comprimento de onda λ que incide
na superfiacutecie deste material com um acircngulo de incidecircncia θ iraacute sofrer uma difraccedilatildeo sob o
mesmo acircngulo θ desde que a equaccedilatildeo de Bragg seja satisfeita (equaccedilatildeo 31)
119899 = 2119889 ∙ 119904119890119899120579 (31)
24
Entatildeo ao utilizar um feixe de raios-X monocromaacuteticos (λ = constante) o valor do
acircngulo θ referente a uma intensidade maacutexima de difraccedilatildeo depende somente da distacircncia
interplanar ldquodrdquo
A derivada da expressatildeo de Bragg indica que
∆119889
119889+
119888119900119904120579
119904119890119899120579∙ ∆120579 = 0 (32)
120576 = minus∆120579 ∙ cot 119892120579 (33)
∆120579 = 120579119888119900119898 119905119890119899119904atilde119900 minus 120579119904119890119898 119905119890119899119904atilde119900 (34)
Medindo ∆120579 pode-se calcular a deformaccedilatildeo e consequentemente a respectiva tensatildeo
residual Vaacuterios meacutetodos satildeo propostos para determinaccedilatildeo das deformaccedilotildees segundo a
difraccedilatildeo de raiosndashX [39] [40] Poreacutem no escopo deste trabalho seraacute tratado somente o meacutetodo
do sensup2 Segundo Bordinassi et al (2006) [34] este meacutetodo tem sua maior aplicabilidade
quando se busca maior exatidatildeo nas medidas cujas amostras possuem um certo grau de
textura Este meacutetodo nada mais eacute que a adequaccedilatildeo da Equaccedilatildeo 33 utilizando coordenadas
polares (Figura 13) ao estado real de tensotildees que resulta em
120576(120593) = cot 119892120579 ∙ (120579120593 minus 120579119900) (35)
Figura 13 Sistema de coordenadas polares [41 Modificado] [41]
Sabendo que
25
120576120593 = (1205901 ∙ 1198881199001199042120593 + 1205902 ∙ 1199041198901198992120593)1199041198901198992 minus 120583(1205901 + 1205902 + 1205903)
119864 (36)
Mantendo o acircngulo 120593 fixo e determinando a diferenccedila entre as deformaccedilotildees em duas
direccedilotildees distintas atraveacutes do acircngulo obtemos
120576(1205932) minus 120576(1205931) = cot 119892120579119900 ∙ (1205791205932minus 1205791205931
) (37)
Reescrevendo o primeiro termo da equaccedilatildeo 36 em funccedilatildeo da diferenccedila de deformaccedilatildeo
entre duas direccedilotildees diferentes temos
120576(1205932) minus 120576(1205931) =(1 + 120583) ∙ 120590120593 ∙ (11990411989011989922 minus 11990411989011989921)
119864 (38)
Substituindo o primeiro membro da Equaccedilatildeo 38 pelo segundo membro da equaccedilatildeo 37
obteacutem-se a equaccedilatildeo utilizada na mediccedilatildeo de tensotildees residuais
120590120593 =119864
(1 + 120583)∙ cot 119892120579119900 ∙
(1205791205932minus 1205791205931
)
(11990411989011989922 minus 11990411989011989921) (38)
O graacutefico da Figura 14 eacute obtido pela plotagem das variaccedilotildees dos acircngulos de difraccedilatildeo
2θ com as variaccedilotildees dos acircngulos de incidecircncia dos raios-X Podemos observar a partir da
equaccedilatildeo 38 que a tensatildeo residual eacute diretamente proporcional agrave derivada de 2θ em funccedilatildeo de
sensup2ψ
Figura 14 Estado de tensatildeo do material em funccedilatildeo do declive da curva 2θ x sensup2ψ [41]
26
Capiacutetulo 3
Materiais e Meacutetodos
A realizaccedilatildeo do procedimento experimental teve algumas fases dentre as quais pode-
se citar a preparaccedilatildeo das amostras torneamento em alta velocidade mediccedilatildeo das tensotildees
residuais superficiais por difraccedilatildeo de raios-x e anaacutelise dos resultados Os itens subsequentes
descrevem em detalhes todos os meacutetodos equipamentos e procedimentos utilizados neste
trabalho
31 ndash Material
O material utilizado na confecccedilatildeo das amostras foi o accedilo SAE 4140 cuja a dureza
medida foi de aproximadamente 15 HRc Este accedilo foi adquirido em barras de duas polegadas
de diacircmetro por 120 mm de comprimento e em cada barra foi confeccionado 4 amostras
conforme a Figura 15
Figura 15 Representaccedilatildeo esquemaacutetica das amostras
27
32 ndash Preparaccedilatildeo das amostras
A amostra foi usinada no torno mecacircnico convencional do Laboratoacuterio de Pesquisa em
Usinagem (LABUS) do Centro Federal de Ensino Tecnoloacutegico Celso Suckow da Fonseca
(CEFET ndash RJ Maracanatilde) conforme a Figura 16 Na operaccedilatildeo foi utilizado fluido de corte
para tentar amenizar a influecircncia desta usinagem no resultado final
Figura 16 Torno utilizado na preparaccedilatildeo da amostra
A partir dos resultados obtidos das tensotildees residuais apoacutes a usinagem no torno
convencional constatou-se que as medidas foram muito aleatoacuterias devido ao desgaste da
ferramenta utilizada e entatildeo optou-se por realizar um tratamento teacutermico de aliacutevio de tensotildees
(TTAT) para evitar que os resultados da usinagem principal fossem influenciados pela
operaccedilatildeo anterior As amostras foram aquecidas agrave uma taxa de aproximadamente 175 ordmC
min Apoacutes atingida e estabilizada a temperatura de 600degC a amostra permaneceu nesta
condiccedilatildeo por 2 horas sendo posteriormente resfriada no forno Os valores das tensotildees foram
medidos novamente apoacutes o tratamento
28
33 ndash Torneamento em Alta Velocidade
O torno utilizado nas operaccedilotildees em alta velocidade foi o centro de torneamento Romi
modelo Centur 30D conforme apresenta a Figura 17 capaz de operar em uma faixa em
velocidades entre 4 a 4000 rpm e com potecircncia de 10 CV
Figura 17 CNC Romi Centur 30D
De acordo com as caracteriacutesticas do torno foram escolhidos os paracircmetros mostrados
na Tabela 5 que podem se enquadrar no regime de torneamento em alta velocidade A
profundidade de corte (ap) tambeacutem foi modificada entre as condiccedilotildees [33] Entatildeo o
torneamento das amostras foi fundamentado em um experimento fatorial de quatro
combinaccedilotildees sendo duas repeticcedilotildees para cada combinaccedilatildeo Foi usado um avanccedilo (a)
constante para todas as condiccedilotildees de 02 mmrot A programaccedilatildeo utilizada pode ser
encontrada no Anexo A
Tabela 5 Tabela das Condiccedilotildees
Condiccedilatildeo A B Vc [mmin] ap [mm]
1 -1 -1 500 01
2 -1 1 500 02
3 1 -1 600 01
4 1 1 600 02
29
Onde
Fatores A Velocidade de Corte (Niacuteveis 119881minus1 = 500 119898119898119894119899 e 119881+1 = 600 119898119898119894119899)
B Profundidade de Corte (Niacuteveis 119865minus1 = 01 119898119898 ou 119865+1 = 02 119898119898)
Tratamentos
119881minus1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 02 mm
119881minus1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 02 mm
Unidade
Experimental Mega Pascal
As ferramentas utilizadas foram os insertos VBMT 160408-PM4325 da Sandvik com
geometria mostrada na Figura 18 Para cada condiccedilatildeo foi utilizado um soacute gume de corte para
garantir a uniformidade da aresta de corte e evitar que o desgaste da ferramenta influenciasse
nos resultados finais A Tabela 6 fornece as principais caracteriacutesticas do inserto
Figura 18 Insertos utilizados no torneamento
Tabela 6 Propriedades do inserto
Tamanho Efetivo da aresta de corte (LE) 15806 mm
Diacircmetro ciacuterculo inscrito (IC) 9525 mm
Raio da ponta (RE) 0794 mm
Espessura (S) 4763 mm
30
34 ndash Mediccedilatildeo das tensotildees residuais
As mediccedilotildees de tensotildees residuais foram realizadas no Laboratoacuterio de Anaacutelise de
Tensotildees (LAT) do Departamento de Engenharia Mecacircnica da Universidade Federal
Fluminense (UFF) A teacutecnica adotada foi a de tensometria por difraccedilatildeo de raios-X utilizando-
se o equipamento de anaacutelise de tensotildees da Stressrad (Figura 19)
Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra
As amostras foram medidas em duas direccedilotildees longitudinal (L) e circunferencial copy
conforme detalha a Figura 20 Os seguintes paracircmetros foram adotados
Radiaccedilatildeo Crκα (λ=22809Å) difratando o plano cristalograacutefico (211) da ferrita
Acircngulo de difraccedilatildeo de ferrita (2θ) 1562ordm
Acircngulos Ψ 0ordm 21ordm 30ordm 38ordm 45ordm
Tempo de exposiccedilatildeo ao Raio-X 45s para cada acircngulo Ψ
FONTE DE ALTA TENSAtildeO
AMOSTRA SOFTWARE
TUBO DE Crκα
GONIOcircMETRO
31
Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial
A rugosidade superficial das amostras foi medida com o rugosiacutemetro da Taylor
Hobson Precision Surtronic 25 (Figura 21) As mediccedilotildees foram feitas em pontos distintos da
amostra no sentido longitudinal procurando obter o resultado que melhor representasse a
rugosidade real das amostras Foram realizadas 7 medidas em cada amostra
O paracircmetro adotado foi a rugosidade meacutedia (Ra) na qual o comprimento de mediccedilatildeo
foi de L= 400 e o de amostragem igual a La = 08mm O raio da ponta do apalpador eacute de
5microm conferindo ao equipamento uma resoluccedilatildeo de 001microm com precisatildeo de 2 do valor
medido
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson
32
Capiacutetulo 4
Resultados e discussotildees
As anaacutelises inicias foram com base nos valores de tensatildeo residuais (TR) sendo as
medidas realizadas apoacutes a preparaccedilatildeo das amostras mas devido a heterogeneidade
apresentada pelas mesmas foi realizado um TTAT Apoacutes o tratamento teacutermico obteve-se uma
meacutedia de -144 MPa nas tensotildees residuais longitudinais (L) e de -142 MPa na direccedilatildeo
circunferencial (C) com erro de aproximadamente 15 MPa Apoacutes a usinagem principal as
tensotildees residuais foram medidas novamente e a Tabela 7 apresenta os valores obtidos em
todas as amostras
Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem
Condiccedilatildeo Amostra Tensatildeo Residual [MPa]
Longitudinal (L) Circunferencial (C)
1 2D -183 plusmn 20 435 plusmn 31
2C 67 plusmn 1 550 plusmn 16
2 2B -162 plusmn 33 498 plusmn 0
2A 179 plusmn 25 508 plusmn 101
3 1D -260 plusmn 75 291 plusmn 41
1C -90 plusmn 0 405 plusmn 33
4 1B 97 plusmn 23 369 plusmn 1
1A 125 plusmn 6 262 plusmn 8
A Figura 22 mostra os valores das tensotildees residual nas direccedilotildees circunferencial e longitudinal
respectivamente Com base nos graacuteficos nota-se que o comportamento das TR
circunferenciais eacute homogecircneo e coerente com a literatura [33] onde com valores maiores de
velocidade de corte tem-se uma diminuiccedilatildeo na magnitude das tensotildees trativas Entretanto na
longitudinal haacute muita heterogeneidade nos valores o que torna difiacutecil a anaacutelise dos resultados
nesta direccedilatildeo
33
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Longitudinal
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
1 2 3 4Condiccedilotildees
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Condiccedilotildees
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial
A Tabela 8 apresenta a meacutedia das tensotildees para cada condiccedilatildeo tanto na direccedilatildeo
longitudinal quanto na transversal a fim de analisar a influecircncia de cada paracircmetro nas
tensotildees residuais gerados no torneamento Conforme valores apresentados as tensotildees
superficiais circunferenciais encontram-se no estado de traccedilatildeo enquanto as tensotildees na direccedilatildeo
longitudinal apresentam um misto de compressatildeo e traccedilatildeo
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual
Condiccedilatildeo Tensotildees residuais (MPa)
C L
1 4925 plusmn 5 -58 plusmn 3
2 503 plusmn 7 85 plusmn 5
3 348 plusmn 6 -175 plusmn 6
4 3155 plusmn 2 111 plusmn 4
34
Avaliando o graacutefico da Figura 23 eacute possiacutevel observar uma clara reduccedilatildeo nos valores
das tensotildees quando passamos do regime de velocidade de 500mmin (condiccedilotildees 1 e 2) para o
de 600mmin (condiccedilotildees 3 e 4) Isto sugere que a tendecircncia da tensatildeo residual eacute reduzir seu
valor com o aumento da velocidade de corte conforme previsto na literatura [33] para
condiccedilotildees de transiccedilatildeo baixa-alta velocidade de corte Este comportamento sugere que a
condiccedilatildeo um e dois encontram-se no limiar do regime de altas velocidades
Com relaccedilatildeo ao efeito da profundidade nota-se que o comportamento das tensotildees
residuais eacute resultado da combinaccedilatildeo entre profundidade e velocidade Quando se tem
velocidades de corte maior o aumento da profundidade tende a diminuir os valores das
tensotildees ou seja aumenta o efeito da deformaccedilatildeo plaacutestica sobre o gradiente teacutermico o que natildeo
eacute evidente para velocidades menores
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Profundidade
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial
Na direccedilatildeo longitudinal (Figura 24) percebe-se uma amplificaccedilatildeo do efeito da
profundidade de corte na tensatildeo residual com o aumento da velocidade de corte Para as
amostras que foram submetidas agrave maior velocidade de corte ocorreu um aumento expressivo
da diferenccedila dos valores de tensotildees residuais encontrados em funccedilatildeo de uma mesma
profundidade de corte utilizada Contudo considerando o desvio padratildeo entre as medidas natildeo
35
se pode concluir qual a tendecircncia das TR na direccedilatildeo longitudinal com essa quantidade de
amostras pois haacute muita heterogeneidade nas medidas
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
LongitudinalT
ensatilde
o R
esid
ual (
MP
a)
Profundidade
Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal
Com relaccedilatildeo agrave rugosidade a literatura [10] descreve que com o aumento da velocidade
de corte ocorre uma diminuiccedilatildeo dos valores meacutedios de rugosidade enquanto que o aumento
da profundidade de corte acarreta em valores maiores de rugosidade apesar deste uacuteltimo natildeo
impactar tanto nos resultados Analisando os valores de rugosidade apresentados na Figura 25
em conjunto com a Figura 26 nota-se que os menores valores meacutedios de rugosidade foram
obtidos para os maiores valores de velocidade de corte (condiccedilotildees 3 e 4) Contudo tambeacutem
fica claro que existe uma inconsistecircncia dos valores apresentados na condiccedilatildeo dois O valor
esperado para esta condiccedilatildeo era seguir a tendecircncia das condiccedilotildees trecircs e quatro ou seja o valor
meacutedio de rugosidade da condiccedilatildeo dois deveria ser da mesma magnitude do valor da condiccedilatildeo
um poreacutem superior assim como o da condiccedilatildeo quatro eacute maior do que o da condiccedilatildeo trecircs
36
01 0223
24
25
26
27
28
29
30Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Profundidade
Vc = 500 [mmin] Vc = 600 [mmin]
Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade
1 2 3 423
24
25
26
27
28
29
30 Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Condiccedilatildeo
Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial
Analisando a Figura 27 eacute perceptiacutevel que o aumento da profundidade de corte
ocasionou resultados com tensotildees longitudinais de natureza trativa Isso pode ser relacionado
37
com um possiacutevel fator teacutermico imposto pela maior profundidade de corte sendo mais
evidente com maiores valores de velocidade de corte Entretanto quando se compara tensotildees
residuais com rugosidade novamente natildeo haacute como chegar a conclusotildees
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
1 2 3 4
Longitudinal
Condiccedilotildees
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
24
26
28
30
Rug
osid
ade
(μm
)
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
12
transformaccedilatildeo microestrutural de algumas fases presentes em peccedilas de accedilo estaacute em torno de
723degC pode-se concluir que a usinagem nessas condiccedilotildees pode resultar em transformaccedilatildeo de
fase
Todos estes fatores contribuem para a geraccedilatildeo de tensotildees residuais associadas a um
material torneado Entatildeo pode-se concluir que estas tensotildees podem apresentar diferentes
perfis dependendo de quatildeo gasta a ferramenta estaacute da presenccedila de lubrificaccedilatildeo e das
condiccedilotildees de operaccedilatildeo aleacutem de estarem diretamente relacionadas aos paracircmetros de corte
Normalmente o consenso eacute de que se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser
compressivas enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [12]
221 ndash Torneamento do accedilo 4140
Na literatura satildeo encontrados vaacuterios trabalhos que tecircm como objetivo estudar a
influecircncia dos paracircmetros de corte no desgaste das ferramentas de corte e principalmente na
integridade superficial das peccedilas produzidas Em particular os accedilos 4140 tecircm sido
amplamente estudados neste acircmbito tendo em vista sua aplicaccedilatildeo na induacutestria
Ersan Aslan et al (2007) [22] estudaram os efeitos dos paracircmetros de corte do accedilo
AISI 4140 endurecido (63 HRc) com ferramenta de ceracircmica misturada com Al2O3 + TiCN
no torneamento a seco Neste trabalho concluiu que a velocidade de corte foi o uacutenico fator
estatisticamente significante no desgaste da ferramenta e embora natildeo estatisticamente
significante a profundidade de corte teve uma influecircncia fiacutesica na variaccedilatildeo dos resultados
Apesar de inesperado observaram que velocidades elevadas diminuiacuteam o desgaste da
ferramenta e dessa forma concluiu-se que para minimizar o desgaste da ferramenta
velocidades de corte maiores 250 mmin e niacuteveis reduzidos de profundidade de corte 025
ou 050 mm devem ter preferecircncia Tambeacutem foi relatado que soacute duas interaccedilotildees velocidade
de corte e avanccedilo e avanccedilo e profundidade de corte possuiacuteram significacircncia estatiacutestica na
rugosidade superficial Na anaacutelise dos resultados chegou-se ao consenso de que uma
velocidade de corte elevada 250 mmin uma profundidade de corte miacutenima 025 mm e um
avanccedilo intermediaacuterio 010 mmrev minimizava os valores da rugosidade superficial
Sudhansu et al (2015) [23] pesquisaram a rugosidade superficial e o desgaste da
aresta de corte no torneamento severo do AISI 4140 com dureza de 52 HRc com pastilhas de
ceracircmica misturada com Al2O3 + TiCN e revestidas com PVD-TiN Na pesquisa os
paracircmetros usados foram combinaccedilotildees de velocidades de corte de 100 170 e 240 mmin
13
avanccedilos de 005 010 e 015 mmrev e profundidades de corte de 01 02 e 03 mm Apoacutes a
conclusatildeo dos experimentos conseguiram obter uma superfiacutecie com oacutetimo acabamento com o
torneamento severo tendo como conclusatildeo que a rugosidade superficial era afetada
principalmente pelo avanccedilo e que a profundidade de corte teve impacto despreziacutevel a
velocidade de corte teve um efeito negativo para a rugosidade e que quatildeo maior era a
velocidade de corte empregada (acima de 170 mmin) pior era a rugosidade superficial
Assim como Ersan et al (2007) [22] os autores reafirmaram que a velocidade de corte eacute o
fator preponderante sobre o desgaste da aresta da ferramenta de corte e os efeitos da interaccedilatildeo
avanccedilo-profundidade de corte satildeo notavelmente mais significantes em comparaccedilatildeo com o
avanccedilo somente Ressalta-se tambeacutem que embora a influecircncia da profundidade de corte natildeo
ter sido observada como significante estatisticamente o desgaste da aresta eacute uma funccedilatildeo
crescente da profundidade de corte A rugosidade do accedilo AISI 4140 foi uma funccedilatildeo do perfil
da aresta da pastilha ceracircmica revestida com TiN Quando a velocidade de corte era
aumentada o perfil da aresta da ferramenta crescia e isso causou deterioraccedilatildeo da superfiacutecie
trabalhada Apesar do crescimento do perfil da aresta ter chegado ao limite permissiacutevel de 03
mm a rugosidade Ra natildeo excedeu 16 microm
Alajmi et al (2015) [24] fizeram um monitoramento termograacutefico da aresta de corte
de ferramentas revestidas e natildeo revestidas na busca de aprender sobre os paracircmetros de corte
e suas influecircncias nas ferramentas e no aporte teacutermico nas ferramentas Nesse monitoramento
usou-se os paracircmetros de velocidade de corte de 75 e 115 mmin avanccedilo de 018 e 032
mmrev profundidade de corte de 15mm e com velocidades de cortes de 115 e 75 mmin em
diferentes accedilos sendo um deles o 4140 Com base nos ensaios realizados os autores
observaram que a velocidade de corte natildeo teve efeito significante nas temperaturas
observadas diferente do avanccedilo que com a sua reduccedilatildeo resultava em maiores valores de
temperatura Com a deformaccedilatildeo da aresta de corte uma elevaccedilatildeo da temperatura foi
observada provavelmente pela maior aacuterea de contato causada por essa deformaccedilatildeo e a
temperatura produzida pelas ferramentas eram menores quando as ferramentas possuiacuteam
revestimento Observou-se tambeacutem a importacircncia do uso de revestimento nas ferramentas e
sua influecircncia nas temperaturas obtidas conforme apresenta a Tabela 3 e as Figuras 6 e 7
14
Tabela 3 Testes e paracircmetros de ferramentas revestidas e sem revestimento [24 Modificado] [24]
Teste (nuacutemero)
Paracircmetros de corte Velocidade (V)
mmin Avanccedilo (f)
mmrev Profundidade de corte
(d) mm Diacircmetro
(mm) N
(rpm) T1 115 032 15 100 360 T2 115 018 15 100 360 T3 75 032 15 100 250 T4 75 018 15 100 250
Figura 7 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
15
Figura 8 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
Akbar et al (2008) [25] fizeram uma anaacutelise experimental da particcedilatildeo teacutermica no
torneamento a seco do accedilo AISI 4140 aplicando diferentes velocidades de corte incluindo
velocidades convencionais e altas velocidades de torneamento (100 197 314 395 565 628
785 e 880 mmin) O avanccedilo e a profundidade de corte foram mantidos constantes (01
mmrev e 25mm respectivamente) e o comprimento cortado foi limitado a 5mm para
minimizar a variaccedilatildeo que o desgaste da ferramenta poderia trazer Foram usadas duas
ferramentas uma de metal duro sem revestimento e outra com revestimento de TiN
Observou-se uma variaccedilatildeo no comportamento das forccedilas de corte com o aumento da
velocidade corte Variando a velocidade de corte de 100 ateacute 395 mmin a forccedila de corte
diminuiacutea Entretanto na faixa de 395 e 565 mmin essa forccedila cresce junto com a elevaccedilatildeo da
velocidade Em seguida a forccedila torna a diminuir na regiatildeo de altas velocidades acima de 565
mmin
Neste mesmo trabalho revelou-se que para as ferramentas revestidas com TiN as
forccedilas de corte diminuiacuteram gradativamente quando a velocidade aumentava (de 100 ateacute 880
mmin) A medidas experimentais de forccedila de corte e de avanccedilo foram maiores para as
ferramentas natildeo-revestidas em todas as velocidades estudadas Relata-se que este fenocircmeno
pode ser decorrente da reduccedilatildeo da fricccedilatildeo e da adesatildeo com a peccedila que o revestimento de TiN
proporciona A forccedila de avanccedilo tambeacutem reduziu gradualmente com o aumento da velocidade
de corte em todos os testes tanto para as ferramentas com revestimento ou sem
16
23 ndash Tensotildees Residuais
Matsumoto et al (1986) [26] definiram tensatildeo residual como a tensatildeo que permanece
no componente apoacutes a solicitaccedilatildeo termomecacircnica agrave qual foi submetido Sua presenccedila pode ser
uacutetil ou deleteacuteria dependendo da sua natureza trativa ou compressiva e magnitude alta ou
baixa A classificaccedilatildeo atual dos tipos de tensotildees residuais eacute definida quanto a sua abrangecircncia
podendo ser classificadas como Tensotildees Macroscoacutepicas tambeacutem referenciada como Tipo I
Tensotildees Microscoacutepicas chamadas de Tipo II e Tensotildees submicroscoacutepicas ou Tipo III [27]
bull Tensotildees residuais do tipo I Satildeo tensotildees a niacuteveis macroscoacutepicos em uma escala
maior que o tamanho de gratildeo do material
bull Tensotildees residuais do tipo II Satildeo tensotildees microscoacutepicas que variam dentro da
escala de um gratildeo individual Tais tensotildees satildeo esperadas natildeo somente em
materiais com muacuteltiplas microestruturas mas inclusive em materiais que
possuem uma microestrutura uacutenica devido a anisotropia e o comportamento de
cada gratildeo
bull Tensotildees residuais do tipo III Tambeacutem satildeo tensotildees microscoacutepicas poreacutem esta
existe dentro do gratildeo Por isso muitas vezes satildeo chamadas de submicroscoacutepicas
Satildeo essencialmente resultado da presenccedila de descontinuidades e outros defeitos
da estrutura cristalina do material Normalmente vem acompanhada da Tensatildeo
de Tipo II
Na Figura 9 eacute apresentado um diagrama esquemaacutetico que mostra os 3 tipos de tensatildeo
residual (120590119868 120590119868119868 119890 120590119868119868119868) [27]
17
Figura 9 Desenho esquemaacutetico dos tipos de tensatildeo residual [27]
A anaacutelise das tensotildees residuais presentes nos componentes mecacircnicos bem como a
compreensatildeo do comportamento das propriedades mecacircnicas dos materiais quando sujeitos a
campos de tensotildees originados nos processos usinagem eacute de grande importacircncia para diversas
aacutereas Estaacute bem estabelecido que a presenccedila de tensotildees residuais compressivas na superfiacutecie
do material aumenta a sobrevida em fadiga pois a compressatildeo dificulta a nucleaccedilatildeo eou a
propagaccedilatildeo de trincas [28] Em contrapartida tensotildees trativas podem se somar agraves tensotildees de
trabalho mesmo no regime elaacutestico podendo levar a ruptura prematura do componente [29]
231 ndash Tensotildees Residuais em usinagem
As tensotildees residuais satildeo desenvolvidas em qualquer processo termomecacircnico sendo
essas tensotildees classificadas de acordo com sua origem em Teacutermica Quiacutemica e Mecacircnica
Entre as trecircs origens as tensotildees de origem teacutermica em um niacutevel macroscoacutepico satildeo
decorrentes de um aquecimento e resfriamento natildeo uniforme advindas de processos como a
usinagem e tratamentos teacutermicos Adicionalmente restriccedilotildees impostas por peccedilas de grande
volume podem levar ao desenvolvimento de tensotildees elevadas magnitudes devido ao
gradiente teacutermico entre a superfiacutecie e o nuacutecleo da peccedila Um exemplo eacute o processo de tempera
de um accedilo que leva a tensotildees compressivas na superfiacutecie balanceadas com tensotildees trativas no
centro do componente [27]
Tensotildees de origem quiacutemica se desenvolvem devido a mudanccedilas de volume associadas
com reaccedilotildees quiacutemicas precipitaccedilatildeo e transformaccedilatildeo de fase Tratamento quiacutemicos
18
superficiais e revestimento de materiais levam a um gradiente de tensatildeo residual de elevada
magnitude nas camadas superficiais [27] Como exemplo cita-se a nitretaccedilatildeo que tende a gerar
tensotildees compressivas na regiatildeo de difusatildeo por causa da expansatildeo estrutural e precipitaccedilatildeo de
nitretos [30]
O escoamento plaacutestico natildeo homogecircneo tambeacutem resulta em campos de tensatildeo residual
neste caso de origem mecacircnica Essas tensotildees podem se desenvolver de forma natural durante
o processo de fabricaccedilatildeo ou tratamento teacutermico dos materiais podendo ser tambeacutem
introduzidas de forma deliberada para o desenvolvimento de um perfil especiacutefico de tensatildeo
[27] Seja qual for o processo de usinagem de materiais metaacutelicos iraacute causar tensotildees residuais
que podem alcanccedilar valores proacuteximos ao limite de escoamento do material e influenciar na
vida em serviccedilo de componentes mecacircnicos Portanto definir o processo adequado para cada
aplicaccedilatildeo requer a previsatildeo de quatildeo elevada seraacute a tensatildeo residual gerada em funccedilatildeo dos
paracircmetros envolvidos no do processo utilizado [31]
Pesquisadores concordam que as tensotildees residuais de um componente satildeo um
conjunto das trecircs fontes de tensatildeo residual Muito dificilmente um componente soacute teraacute sido
submetido agrave processos que soacute resultem de uma soacute fonte de tensatildeo residual Especificamente
na usinagem os paracircmetros de corte utilizados na usinagem como velocidade de corte
velocidade de avanccedilo profundidade de corte aleacutem do estado da ferramenta e tipo de
lubrificaccedilatildeo empregadas podem levar a uma variaccedilatildeo significativa da taxa de produccedilatildeo e
tambeacutem nas tensotildees residuais presentes no componente usinado [32] Em geral o consenso eacute
de que na usinagem se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser compressivas
enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [14] Contudo Matsumoto et
al (1986) [26] afirmam que em funccedilatildeo da dureza do material a usinagem pode promover
tensotildees residuais de compressatildeo ou de traccedilatildeo Por exemplo para os accedilos de baixa dureza a
tensatildeo residual eacute trativa e para os accedilos com elevada dureza a tensatildeo residual eacute compressiva
232 ndash Tensotildees Residuais em torneamento
O estudo sobre tensotildees residuais em usinagem em particular no torneamento
aumentou nos uacuteltimos anos A necessidade de ganhar produtividade leva os setores de
usinagem a empregar paracircmetros de corte cada vez mais severos o que tende a mudar
19
significativamente o estado das tensotildees residuais principalmente as superficiais nos
componentes usinados
Capello et al (2004) [32] fizeram um estudo comparando a influecircncia dos paracircmetros
de corte no torneamento de diferentes materiais nas tensotildees residuais obtidas Nesse trabalho
foi utilizada uma velocidade de corte fixa e quatro paracircmetros distintos profundidade de
corte avanccedilo raio da ponta da ferramenta e acircngulo de entrada para 3 accedilos diferentes Um accedilo
com propriedades mecacircnicas elevadas (39NiCrMo3) o segundo com propriedades
intermediaacuterias (C45 steel) e o terceiro com propriedades baixas (Fe370) Pelos resultados
obtidos foi verificado que os paracircmetros que se expressavam mais nas tensotildees residuais
foram o avanccedilo colocado na maacutequina e o raio da ferramenta Com a elevaccedilatildeo do valor do
avanccedilo e com o aumento do raio da ferramenta as tensotildees geradas resultantes se
pronunciavam com caraacuteter trativo
Garcia et al (2012) [33] realizaram um estudo sobre o efeito dos paracircmetros de corte
na geraccedilatildeo das tensotildees residuais superficiais no torneamento de um accedilo AISI 4340 Como
principais conclusotildees esse trabalho mostrou que com o aumento da velocidade de corte as
tensotildees residuais tendiam a serem menos trativas Contudo as tensotildees residuais tendem a ser
mais trativas com o aumento do avanccedilo possivelmente em virtude do aumento da temperatura
de corte e a rugosidade superficial tambeacutem se elevava Logo a integridade superficial
piorava com o aumento do avanccedilo de corte A Figura 10 mostra as curvas obtidas nas direccedilotildees
de avanccedilo (longitudinal) e direccedilatildeo de corte (circunferencial) onde eacute possiacutevel observar o
comportamento trativo das tensotildees residuais Esses dados indicando que os fatores (teacutermico
deformaccedilatildeo plaacutestica e de transformaccedilatildeo fase) responsaacuteveis pela geraccedilatildeo das tensotildees
superficiais mudam de acordo com o campo da velocidade de corte empregado Neste caso
para velocidades menores o fator mais expressivo eacute a temperatura que gera tensotildees teacutermicas
de traccedilatildeo e para velocidades mais elevadas as tensotildees geradas pela transformaccedilatildeo de fase
eou de deformaccedilatildeo plaacutestica eram as que adquiriam maior importacircncia
20
Figura 10 Tensotildees residuais medidas na direccedilatildeo de longitudinal (a) e na direccedilatildeo
circunferencial (b) [33]
21
233 ndash Tensometria por difraccedilatildeo de Raios-X
Existem diversas teacutecnicas experimentais de se obter os valores de tensatildeo residual
Bordinassi et al (2006) [34] citam que atualmente os dois meacutetodos mais utilizados satildeo o do
furo cego e a tensometria por difraccedilatildeo de raios-X sendo este uacuteltimo o mais utilizado dentre os
dois Martins et al (2004) [35] afirmam tambeacutem que o meacutetodo por difraccedilatildeo de raios-X
apresenta os melhores resultados quando comparado com o meacutetodo micromagneacutetico e
meacutetodo do furo Todas essas teacutecnicas podem ser classificadas de acordo com o niacutevel de dano
introduzido no material em [36]
bull Destrutivas processos que para obtenccedilatildeo das informaccedilotildees de deformaccedilatildeo
necessaacuterias para a anaacutelise das tensotildees residuais comprometem ou
impossibilitam o uso da amostra analisada
bull Natildeo destrutivos natildeo precisam da remoccedilatildeo material e natildeo provocam qualquer
tipo de dano durante a mediccedilatildeo de tensotildees residuais
bull Parcialmente destrutivas alguns autores como Hilson et al (2009) [36]
defendem que existe uma terceira categoria que eacute caracterizada pelo dano na
peccedila poreacutem com possibilidade de utilizaccedilatildeo da amostra como ilustra a Figura
11
Figura 11 Classificaccedilatildeo dos processos de mediccedilatildeo de tensotildees residuais [37]
22
Aleacutem dos danos causados no material outros fatores devem ser levados em
consideraccedilatildeo ao escolher a teacutecnica adequada Satildeo eles [27]
bull Fatores relativos a praticidade custo e disponibilidade do equipamento
portabilidade velocidade de mediccedilatildeo existecircncia de procedimento padronizado e
niacutevel de habilidade requerida do operador
bull Fatores relativo ao material classe do material que pode ser analisado por uma
teacutecnica particular preparaccedilatildeo preacutevia da superfiacutecie e necessidade de propriedades
especiacuteficas
bull Fatores relativos a mediccedilatildeo resoluccedilatildeo penetraccedilatildeo tipo de tensatildeo detectada
gradiente de tensatildeo incerteza e aacuterea ou volume de anaacutelise
A maioria das teacutecnicas existentes satildeo capazes de medir tensotildees residuais do tipo I
Poreacutem somente algumas como difraccedilatildeo de raios-X possuem a resoluccedilatildeo necessaacuteria para
medir tensotildees residuais de tipo II E mesmo com bons niacuteveis de resoluccedilatildeo as incertezas das
mediccedilotildees podem ser elevadas chegando a 30 do valor medido [27] Um resumo desses
fatores estaacute descrito na Tabela 4
Tabela 4 Teacutecnicas e caracteriacutesticas para determinaccedilatildeo da tensatildeo residual [27 Modificado] [27]
Teacutecnica Velocidade Penetraccedilatildeo Aacuterea de anaacutelise
Resoluccedilatildeo Tipo de Tensatildeo
Furos Cego
Raacutepida Meacutedia
Igual ao tamanho do furo
1-2 mm diacircmetro
50 -100 microm I
Difraccedilatildeo de Raio-X
Raacutepida Meacutedia
Ateacute 1 mm 01 ndash 1 mmsup2 20 microm I e II
Ultrassom Raacutepida gt100 mm 1-400 mmsup2 1 mm I
Magneacutetica Raacutepida 20 a 300 microm gt2 mmsup2 5 mm I
A teacutecnica utilizada nos procedimentos experimentais deste trabalho foi a de difraccedilatildeo
de Raios X Atraveacutes desta teacutecnica a deformaccedilatildeo causada na superfiacutecie eacute obtida pela razatildeo da
variaccedilatildeo da distacircncia interplanar pela distacircncia livre de deformaccedilatildeo Como pode ser
observado na Figura 12 o paracircmetro chamado de distacircncia interplanar eacute representado pela
letra ldquodrdquo Esta distacircncia eacute entatildeo convertida em tensatildeo segundo equaccedilotildees derivadas da teoria
da elasticidade [38] ou seja a variaccedilatildeo da distacircncia entre planos cristalinos induzida pela
presenccedila de tensotildees eacute medida com base na lei de Bragg e as tensotildees satildeo calculadas
23
assumindo-se que a distorccedilatildeo ocorre no regime elaacutestico Desta forma somente a parte elaacutestica
do campo de deformaccedilotildees eacute medida uma vez que a deformaccedilatildeo plaacutestica natildeo afeta os
paracircmetros cristalinos Como dito anteriormente esta eacute uma teacutecnica natildeo destrutiva e como a
maioria das teacutecnicas natildeo destrutivas eacute limitada agraves camadas superficiais na ordem de 10 microm
[35]
Figura 12 Difraccedilatildeo de raios-X em cristais simples carregados e descarregados [39]
Bragg descreve a difraccedilatildeo de raios X no estado inicial natildeo deformado como uma
reflexatildeo segundo alguns planos cristalinos Estes planos possuem uma distacircncia ldquodrdquo chamada
de distacircncia interplanar Um feixe paralelo de raios-X de comprimento de onda λ que incide
na superfiacutecie deste material com um acircngulo de incidecircncia θ iraacute sofrer uma difraccedilatildeo sob o
mesmo acircngulo θ desde que a equaccedilatildeo de Bragg seja satisfeita (equaccedilatildeo 31)
119899 = 2119889 ∙ 119904119890119899120579 (31)
24
Entatildeo ao utilizar um feixe de raios-X monocromaacuteticos (λ = constante) o valor do
acircngulo θ referente a uma intensidade maacutexima de difraccedilatildeo depende somente da distacircncia
interplanar ldquodrdquo
A derivada da expressatildeo de Bragg indica que
∆119889
119889+
119888119900119904120579
119904119890119899120579∙ ∆120579 = 0 (32)
120576 = minus∆120579 ∙ cot 119892120579 (33)
∆120579 = 120579119888119900119898 119905119890119899119904atilde119900 minus 120579119904119890119898 119905119890119899119904atilde119900 (34)
Medindo ∆120579 pode-se calcular a deformaccedilatildeo e consequentemente a respectiva tensatildeo
residual Vaacuterios meacutetodos satildeo propostos para determinaccedilatildeo das deformaccedilotildees segundo a
difraccedilatildeo de raiosndashX [39] [40] Poreacutem no escopo deste trabalho seraacute tratado somente o meacutetodo
do sensup2 Segundo Bordinassi et al (2006) [34] este meacutetodo tem sua maior aplicabilidade
quando se busca maior exatidatildeo nas medidas cujas amostras possuem um certo grau de
textura Este meacutetodo nada mais eacute que a adequaccedilatildeo da Equaccedilatildeo 33 utilizando coordenadas
polares (Figura 13) ao estado real de tensotildees que resulta em
120576(120593) = cot 119892120579 ∙ (120579120593 minus 120579119900) (35)
Figura 13 Sistema de coordenadas polares [41 Modificado] [41]
Sabendo que
25
120576120593 = (1205901 ∙ 1198881199001199042120593 + 1205902 ∙ 1199041198901198992120593)1199041198901198992 minus 120583(1205901 + 1205902 + 1205903)
119864 (36)
Mantendo o acircngulo 120593 fixo e determinando a diferenccedila entre as deformaccedilotildees em duas
direccedilotildees distintas atraveacutes do acircngulo obtemos
120576(1205932) minus 120576(1205931) = cot 119892120579119900 ∙ (1205791205932minus 1205791205931
) (37)
Reescrevendo o primeiro termo da equaccedilatildeo 36 em funccedilatildeo da diferenccedila de deformaccedilatildeo
entre duas direccedilotildees diferentes temos
120576(1205932) minus 120576(1205931) =(1 + 120583) ∙ 120590120593 ∙ (11990411989011989922 minus 11990411989011989921)
119864 (38)
Substituindo o primeiro membro da Equaccedilatildeo 38 pelo segundo membro da equaccedilatildeo 37
obteacutem-se a equaccedilatildeo utilizada na mediccedilatildeo de tensotildees residuais
120590120593 =119864
(1 + 120583)∙ cot 119892120579119900 ∙
(1205791205932minus 1205791205931
)
(11990411989011989922 minus 11990411989011989921) (38)
O graacutefico da Figura 14 eacute obtido pela plotagem das variaccedilotildees dos acircngulos de difraccedilatildeo
2θ com as variaccedilotildees dos acircngulos de incidecircncia dos raios-X Podemos observar a partir da
equaccedilatildeo 38 que a tensatildeo residual eacute diretamente proporcional agrave derivada de 2θ em funccedilatildeo de
sensup2ψ
Figura 14 Estado de tensatildeo do material em funccedilatildeo do declive da curva 2θ x sensup2ψ [41]
26
Capiacutetulo 3
Materiais e Meacutetodos
A realizaccedilatildeo do procedimento experimental teve algumas fases dentre as quais pode-
se citar a preparaccedilatildeo das amostras torneamento em alta velocidade mediccedilatildeo das tensotildees
residuais superficiais por difraccedilatildeo de raios-x e anaacutelise dos resultados Os itens subsequentes
descrevem em detalhes todos os meacutetodos equipamentos e procedimentos utilizados neste
trabalho
31 ndash Material
O material utilizado na confecccedilatildeo das amostras foi o accedilo SAE 4140 cuja a dureza
medida foi de aproximadamente 15 HRc Este accedilo foi adquirido em barras de duas polegadas
de diacircmetro por 120 mm de comprimento e em cada barra foi confeccionado 4 amostras
conforme a Figura 15
Figura 15 Representaccedilatildeo esquemaacutetica das amostras
27
32 ndash Preparaccedilatildeo das amostras
A amostra foi usinada no torno mecacircnico convencional do Laboratoacuterio de Pesquisa em
Usinagem (LABUS) do Centro Federal de Ensino Tecnoloacutegico Celso Suckow da Fonseca
(CEFET ndash RJ Maracanatilde) conforme a Figura 16 Na operaccedilatildeo foi utilizado fluido de corte
para tentar amenizar a influecircncia desta usinagem no resultado final
Figura 16 Torno utilizado na preparaccedilatildeo da amostra
A partir dos resultados obtidos das tensotildees residuais apoacutes a usinagem no torno
convencional constatou-se que as medidas foram muito aleatoacuterias devido ao desgaste da
ferramenta utilizada e entatildeo optou-se por realizar um tratamento teacutermico de aliacutevio de tensotildees
(TTAT) para evitar que os resultados da usinagem principal fossem influenciados pela
operaccedilatildeo anterior As amostras foram aquecidas agrave uma taxa de aproximadamente 175 ordmC
min Apoacutes atingida e estabilizada a temperatura de 600degC a amostra permaneceu nesta
condiccedilatildeo por 2 horas sendo posteriormente resfriada no forno Os valores das tensotildees foram
medidos novamente apoacutes o tratamento
28
33 ndash Torneamento em Alta Velocidade
O torno utilizado nas operaccedilotildees em alta velocidade foi o centro de torneamento Romi
modelo Centur 30D conforme apresenta a Figura 17 capaz de operar em uma faixa em
velocidades entre 4 a 4000 rpm e com potecircncia de 10 CV
Figura 17 CNC Romi Centur 30D
De acordo com as caracteriacutesticas do torno foram escolhidos os paracircmetros mostrados
na Tabela 5 que podem se enquadrar no regime de torneamento em alta velocidade A
profundidade de corte (ap) tambeacutem foi modificada entre as condiccedilotildees [33] Entatildeo o
torneamento das amostras foi fundamentado em um experimento fatorial de quatro
combinaccedilotildees sendo duas repeticcedilotildees para cada combinaccedilatildeo Foi usado um avanccedilo (a)
constante para todas as condiccedilotildees de 02 mmrot A programaccedilatildeo utilizada pode ser
encontrada no Anexo A
Tabela 5 Tabela das Condiccedilotildees
Condiccedilatildeo A B Vc [mmin] ap [mm]
1 -1 -1 500 01
2 -1 1 500 02
3 1 -1 600 01
4 1 1 600 02
29
Onde
Fatores A Velocidade de Corte (Niacuteveis 119881minus1 = 500 119898119898119894119899 e 119881+1 = 600 119898119898119894119899)
B Profundidade de Corte (Niacuteveis 119865minus1 = 01 119898119898 ou 119865+1 = 02 119898119898)
Tratamentos
119881minus1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 02 mm
119881minus1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 02 mm
Unidade
Experimental Mega Pascal
As ferramentas utilizadas foram os insertos VBMT 160408-PM4325 da Sandvik com
geometria mostrada na Figura 18 Para cada condiccedilatildeo foi utilizado um soacute gume de corte para
garantir a uniformidade da aresta de corte e evitar que o desgaste da ferramenta influenciasse
nos resultados finais A Tabela 6 fornece as principais caracteriacutesticas do inserto
Figura 18 Insertos utilizados no torneamento
Tabela 6 Propriedades do inserto
Tamanho Efetivo da aresta de corte (LE) 15806 mm
Diacircmetro ciacuterculo inscrito (IC) 9525 mm
Raio da ponta (RE) 0794 mm
Espessura (S) 4763 mm
30
34 ndash Mediccedilatildeo das tensotildees residuais
As mediccedilotildees de tensotildees residuais foram realizadas no Laboratoacuterio de Anaacutelise de
Tensotildees (LAT) do Departamento de Engenharia Mecacircnica da Universidade Federal
Fluminense (UFF) A teacutecnica adotada foi a de tensometria por difraccedilatildeo de raios-X utilizando-
se o equipamento de anaacutelise de tensotildees da Stressrad (Figura 19)
Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra
As amostras foram medidas em duas direccedilotildees longitudinal (L) e circunferencial copy
conforme detalha a Figura 20 Os seguintes paracircmetros foram adotados
Radiaccedilatildeo Crκα (λ=22809Å) difratando o plano cristalograacutefico (211) da ferrita
Acircngulo de difraccedilatildeo de ferrita (2θ) 1562ordm
Acircngulos Ψ 0ordm 21ordm 30ordm 38ordm 45ordm
Tempo de exposiccedilatildeo ao Raio-X 45s para cada acircngulo Ψ
FONTE DE ALTA TENSAtildeO
AMOSTRA SOFTWARE
TUBO DE Crκα
GONIOcircMETRO
31
Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial
A rugosidade superficial das amostras foi medida com o rugosiacutemetro da Taylor
Hobson Precision Surtronic 25 (Figura 21) As mediccedilotildees foram feitas em pontos distintos da
amostra no sentido longitudinal procurando obter o resultado que melhor representasse a
rugosidade real das amostras Foram realizadas 7 medidas em cada amostra
O paracircmetro adotado foi a rugosidade meacutedia (Ra) na qual o comprimento de mediccedilatildeo
foi de L= 400 e o de amostragem igual a La = 08mm O raio da ponta do apalpador eacute de
5microm conferindo ao equipamento uma resoluccedilatildeo de 001microm com precisatildeo de 2 do valor
medido
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson
32
Capiacutetulo 4
Resultados e discussotildees
As anaacutelises inicias foram com base nos valores de tensatildeo residuais (TR) sendo as
medidas realizadas apoacutes a preparaccedilatildeo das amostras mas devido a heterogeneidade
apresentada pelas mesmas foi realizado um TTAT Apoacutes o tratamento teacutermico obteve-se uma
meacutedia de -144 MPa nas tensotildees residuais longitudinais (L) e de -142 MPa na direccedilatildeo
circunferencial (C) com erro de aproximadamente 15 MPa Apoacutes a usinagem principal as
tensotildees residuais foram medidas novamente e a Tabela 7 apresenta os valores obtidos em
todas as amostras
Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem
Condiccedilatildeo Amostra Tensatildeo Residual [MPa]
Longitudinal (L) Circunferencial (C)
1 2D -183 plusmn 20 435 plusmn 31
2C 67 plusmn 1 550 plusmn 16
2 2B -162 plusmn 33 498 plusmn 0
2A 179 plusmn 25 508 plusmn 101
3 1D -260 plusmn 75 291 plusmn 41
1C -90 plusmn 0 405 plusmn 33
4 1B 97 plusmn 23 369 plusmn 1
1A 125 plusmn 6 262 plusmn 8
A Figura 22 mostra os valores das tensotildees residual nas direccedilotildees circunferencial e longitudinal
respectivamente Com base nos graacuteficos nota-se que o comportamento das TR
circunferenciais eacute homogecircneo e coerente com a literatura [33] onde com valores maiores de
velocidade de corte tem-se uma diminuiccedilatildeo na magnitude das tensotildees trativas Entretanto na
longitudinal haacute muita heterogeneidade nos valores o que torna difiacutecil a anaacutelise dos resultados
nesta direccedilatildeo
33
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Longitudinal
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
1 2 3 4Condiccedilotildees
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Condiccedilotildees
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial
A Tabela 8 apresenta a meacutedia das tensotildees para cada condiccedilatildeo tanto na direccedilatildeo
longitudinal quanto na transversal a fim de analisar a influecircncia de cada paracircmetro nas
tensotildees residuais gerados no torneamento Conforme valores apresentados as tensotildees
superficiais circunferenciais encontram-se no estado de traccedilatildeo enquanto as tensotildees na direccedilatildeo
longitudinal apresentam um misto de compressatildeo e traccedilatildeo
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual
Condiccedilatildeo Tensotildees residuais (MPa)
C L
1 4925 plusmn 5 -58 plusmn 3
2 503 plusmn 7 85 plusmn 5
3 348 plusmn 6 -175 plusmn 6
4 3155 plusmn 2 111 plusmn 4
34
Avaliando o graacutefico da Figura 23 eacute possiacutevel observar uma clara reduccedilatildeo nos valores
das tensotildees quando passamos do regime de velocidade de 500mmin (condiccedilotildees 1 e 2) para o
de 600mmin (condiccedilotildees 3 e 4) Isto sugere que a tendecircncia da tensatildeo residual eacute reduzir seu
valor com o aumento da velocidade de corte conforme previsto na literatura [33] para
condiccedilotildees de transiccedilatildeo baixa-alta velocidade de corte Este comportamento sugere que a
condiccedilatildeo um e dois encontram-se no limiar do regime de altas velocidades
Com relaccedilatildeo ao efeito da profundidade nota-se que o comportamento das tensotildees
residuais eacute resultado da combinaccedilatildeo entre profundidade e velocidade Quando se tem
velocidades de corte maior o aumento da profundidade tende a diminuir os valores das
tensotildees ou seja aumenta o efeito da deformaccedilatildeo plaacutestica sobre o gradiente teacutermico o que natildeo
eacute evidente para velocidades menores
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Profundidade
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial
Na direccedilatildeo longitudinal (Figura 24) percebe-se uma amplificaccedilatildeo do efeito da
profundidade de corte na tensatildeo residual com o aumento da velocidade de corte Para as
amostras que foram submetidas agrave maior velocidade de corte ocorreu um aumento expressivo
da diferenccedila dos valores de tensotildees residuais encontrados em funccedilatildeo de uma mesma
profundidade de corte utilizada Contudo considerando o desvio padratildeo entre as medidas natildeo
35
se pode concluir qual a tendecircncia das TR na direccedilatildeo longitudinal com essa quantidade de
amostras pois haacute muita heterogeneidade nas medidas
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
LongitudinalT
ensatilde
o R
esid
ual (
MP
a)
Profundidade
Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal
Com relaccedilatildeo agrave rugosidade a literatura [10] descreve que com o aumento da velocidade
de corte ocorre uma diminuiccedilatildeo dos valores meacutedios de rugosidade enquanto que o aumento
da profundidade de corte acarreta em valores maiores de rugosidade apesar deste uacuteltimo natildeo
impactar tanto nos resultados Analisando os valores de rugosidade apresentados na Figura 25
em conjunto com a Figura 26 nota-se que os menores valores meacutedios de rugosidade foram
obtidos para os maiores valores de velocidade de corte (condiccedilotildees 3 e 4) Contudo tambeacutem
fica claro que existe uma inconsistecircncia dos valores apresentados na condiccedilatildeo dois O valor
esperado para esta condiccedilatildeo era seguir a tendecircncia das condiccedilotildees trecircs e quatro ou seja o valor
meacutedio de rugosidade da condiccedilatildeo dois deveria ser da mesma magnitude do valor da condiccedilatildeo
um poreacutem superior assim como o da condiccedilatildeo quatro eacute maior do que o da condiccedilatildeo trecircs
36
01 0223
24
25
26
27
28
29
30Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Profundidade
Vc = 500 [mmin] Vc = 600 [mmin]
Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade
1 2 3 423
24
25
26
27
28
29
30 Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Condiccedilatildeo
Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial
Analisando a Figura 27 eacute perceptiacutevel que o aumento da profundidade de corte
ocasionou resultados com tensotildees longitudinais de natureza trativa Isso pode ser relacionado
37
com um possiacutevel fator teacutermico imposto pela maior profundidade de corte sendo mais
evidente com maiores valores de velocidade de corte Entretanto quando se compara tensotildees
residuais com rugosidade novamente natildeo haacute como chegar a conclusotildees
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
1 2 3 4
Longitudinal
Condiccedilotildees
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
24
26
28
30
Rug
osid
ade
(μm
)
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
13
avanccedilos de 005 010 e 015 mmrev e profundidades de corte de 01 02 e 03 mm Apoacutes a
conclusatildeo dos experimentos conseguiram obter uma superfiacutecie com oacutetimo acabamento com o
torneamento severo tendo como conclusatildeo que a rugosidade superficial era afetada
principalmente pelo avanccedilo e que a profundidade de corte teve impacto despreziacutevel a
velocidade de corte teve um efeito negativo para a rugosidade e que quatildeo maior era a
velocidade de corte empregada (acima de 170 mmin) pior era a rugosidade superficial
Assim como Ersan et al (2007) [22] os autores reafirmaram que a velocidade de corte eacute o
fator preponderante sobre o desgaste da aresta da ferramenta de corte e os efeitos da interaccedilatildeo
avanccedilo-profundidade de corte satildeo notavelmente mais significantes em comparaccedilatildeo com o
avanccedilo somente Ressalta-se tambeacutem que embora a influecircncia da profundidade de corte natildeo
ter sido observada como significante estatisticamente o desgaste da aresta eacute uma funccedilatildeo
crescente da profundidade de corte A rugosidade do accedilo AISI 4140 foi uma funccedilatildeo do perfil
da aresta da pastilha ceracircmica revestida com TiN Quando a velocidade de corte era
aumentada o perfil da aresta da ferramenta crescia e isso causou deterioraccedilatildeo da superfiacutecie
trabalhada Apesar do crescimento do perfil da aresta ter chegado ao limite permissiacutevel de 03
mm a rugosidade Ra natildeo excedeu 16 microm
Alajmi et al (2015) [24] fizeram um monitoramento termograacutefico da aresta de corte
de ferramentas revestidas e natildeo revestidas na busca de aprender sobre os paracircmetros de corte
e suas influecircncias nas ferramentas e no aporte teacutermico nas ferramentas Nesse monitoramento
usou-se os paracircmetros de velocidade de corte de 75 e 115 mmin avanccedilo de 018 e 032
mmrev profundidade de corte de 15mm e com velocidades de cortes de 115 e 75 mmin em
diferentes accedilos sendo um deles o 4140 Com base nos ensaios realizados os autores
observaram que a velocidade de corte natildeo teve efeito significante nas temperaturas
observadas diferente do avanccedilo que com a sua reduccedilatildeo resultava em maiores valores de
temperatura Com a deformaccedilatildeo da aresta de corte uma elevaccedilatildeo da temperatura foi
observada provavelmente pela maior aacuterea de contato causada por essa deformaccedilatildeo e a
temperatura produzida pelas ferramentas eram menores quando as ferramentas possuiacuteam
revestimento Observou-se tambeacutem a importacircncia do uso de revestimento nas ferramentas e
sua influecircncia nas temperaturas obtidas conforme apresenta a Tabela 3 e as Figuras 6 e 7
14
Tabela 3 Testes e paracircmetros de ferramentas revestidas e sem revestimento [24 Modificado] [24]
Teste (nuacutemero)
Paracircmetros de corte Velocidade (V)
mmin Avanccedilo (f)
mmrev Profundidade de corte
(d) mm Diacircmetro
(mm) N
(rpm) T1 115 032 15 100 360 T2 115 018 15 100 360 T3 75 032 15 100 250 T4 75 018 15 100 250
Figura 7 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
15
Figura 8 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
Akbar et al (2008) [25] fizeram uma anaacutelise experimental da particcedilatildeo teacutermica no
torneamento a seco do accedilo AISI 4140 aplicando diferentes velocidades de corte incluindo
velocidades convencionais e altas velocidades de torneamento (100 197 314 395 565 628
785 e 880 mmin) O avanccedilo e a profundidade de corte foram mantidos constantes (01
mmrev e 25mm respectivamente) e o comprimento cortado foi limitado a 5mm para
minimizar a variaccedilatildeo que o desgaste da ferramenta poderia trazer Foram usadas duas
ferramentas uma de metal duro sem revestimento e outra com revestimento de TiN
Observou-se uma variaccedilatildeo no comportamento das forccedilas de corte com o aumento da
velocidade corte Variando a velocidade de corte de 100 ateacute 395 mmin a forccedila de corte
diminuiacutea Entretanto na faixa de 395 e 565 mmin essa forccedila cresce junto com a elevaccedilatildeo da
velocidade Em seguida a forccedila torna a diminuir na regiatildeo de altas velocidades acima de 565
mmin
Neste mesmo trabalho revelou-se que para as ferramentas revestidas com TiN as
forccedilas de corte diminuiacuteram gradativamente quando a velocidade aumentava (de 100 ateacute 880
mmin) A medidas experimentais de forccedila de corte e de avanccedilo foram maiores para as
ferramentas natildeo-revestidas em todas as velocidades estudadas Relata-se que este fenocircmeno
pode ser decorrente da reduccedilatildeo da fricccedilatildeo e da adesatildeo com a peccedila que o revestimento de TiN
proporciona A forccedila de avanccedilo tambeacutem reduziu gradualmente com o aumento da velocidade
de corte em todos os testes tanto para as ferramentas com revestimento ou sem
16
23 ndash Tensotildees Residuais
Matsumoto et al (1986) [26] definiram tensatildeo residual como a tensatildeo que permanece
no componente apoacutes a solicitaccedilatildeo termomecacircnica agrave qual foi submetido Sua presenccedila pode ser
uacutetil ou deleteacuteria dependendo da sua natureza trativa ou compressiva e magnitude alta ou
baixa A classificaccedilatildeo atual dos tipos de tensotildees residuais eacute definida quanto a sua abrangecircncia
podendo ser classificadas como Tensotildees Macroscoacutepicas tambeacutem referenciada como Tipo I
Tensotildees Microscoacutepicas chamadas de Tipo II e Tensotildees submicroscoacutepicas ou Tipo III [27]
bull Tensotildees residuais do tipo I Satildeo tensotildees a niacuteveis macroscoacutepicos em uma escala
maior que o tamanho de gratildeo do material
bull Tensotildees residuais do tipo II Satildeo tensotildees microscoacutepicas que variam dentro da
escala de um gratildeo individual Tais tensotildees satildeo esperadas natildeo somente em
materiais com muacuteltiplas microestruturas mas inclusive em materiais que
possuem uma microestrutura uacutenica devido a anisotropia e o comportamento de
cada gratildeo
bull Tensotildees residuais do tipo III Tambeacutem satildeo tensotildees microscoacutepicas poreacutem esta
existe dentro do gratildeo Por isso muitas vezes satildeo chamadas de submicroscoacutepicas
Satildeo essencialmente resultado da presenccedila de descontinuidades e outros defeitos
da estrutura cristalina do material Normalmente vem acompanhada da Tensatildeo
de Tipo II
Na Figura 9 eacute apresentado um diagrama esquemaacutetico que mostra os 3 tipos de tensatildeo
residual (120590119868 120590119868119868 119890 120590119868119868119868) [27]
17
Figura 9 Desenho esquemaacutetico dos tipos de tensatildeo residual [27]
A anaacutelise das tensotildees residuais presentes nos componentes mecacircnicos bem como a
compreensatildeo do comportamento das propriedades mecacircnicas dos materiais quando sujeitos a
campos de tensotildees originados nos processos usinagem eacute de grande importacircncia para diversas
aacutereas Estaacute bem estabelecido que a presenccedila de tensotildees residuais compressivas na superfiacutecie
do material aumenta a sobrevida em fadiga pois a compressatildeo dificulta a nucleaccedilatildeo eou a
propagaccedilatildeo de trincas [28] Em contrapartida tensotildees trativas podem se somar agraves tensotildees de
trabalho mesmo no regime elaacutestico podendo levar a ruptura prematura do componente [29]
231 ndash Tensotildees Residuais em usinagem
As tensotildees residuais satildeo desenvolvidas em qualquer processo termomecacircnico sendo
essas tensotildees classificadas de acordo com sua origem em Teacutermica Quiacutemica e Mecacircnica
Entre as trecircs origens as tensotildees de origem teacutermica em um niacutevel macroscoacutepico satildeo
decorrentes de um aquecimento e resfriamento natildeo uniforme advindas de processos como a
usinagem e tratamentos teacutermicos Adicionalmente restriccedilotildees impostas por peccedilas de grande
volume podem levar ao desenvolvimento de tensotildees elevadas magnitudes devido ao
gradiente teacutermico entre a superfiacutecie e o nuacutecleo da peccedila Um exemplo eacute o processo de tempera
de um accedilo que leva a tensotildees compressivas na superfiacutecie balanceadas com tensotildees trativas no
centro do componente [27]
Tensotildees de origem quiacutemica se desenvolvem devido a mudanccedilas de volume associadas
com reaccedilotildees quiacutemicas precipitaccedilatildeo e transformaccedilatildeo de fase Tratamento quiacutemicos
18
superficiais e revestimento de materiais levam a um gradiente de tensatildeo residual de elevada
magnitude nas camadas superficiais [27] Como exemplo cita-se a nitretaccedilatildeo que tende a gerar
tensotildees compressivas na regiatildeo de difusatildeo por causa da expansatildeo estrutural e precipitaccedilatildeo de
nitretos [30]
O escoamento plaacutestico natildeo homogecircneo tambeacutem resulta em campos de tensatildeo residual
neste caso de origem mecacircnica Essas tensotildees podem se desenvolver de forma natural durante
o processo de fabricaccedilatildeo ou tratamento teacutermico dos materiais podendo ser tambeacutem
introduzidas de forma deliberada para o desenvolvimento de um perfil especiacutefico de tensatildeo
[27] Seja qual for o processo de usinagem de materiais metaacutelicos iraacute causar tensotildees residuais
que podem alcanccedilar valores proacuteximos ao limite de escoamento do material e influenciar na
vida em serviccedilo de componentes mecacircnicos Portanto definir o processo adequado para cada
aplicaccedilatildeo requer a previsatildeo de quatildeo elevada seraacute a tensatildeo residual gerada em funccedilatildeo dos
paracircmetros envolvidos no do processo utilizado [31]
Pesquisadores concordam que as tensotildees residuais de um componente satildeo um
conjunto das trecircs fontes de tensatildeo residual Muito dificilmente um componente soacute teraacute sido
submetido agrave processos que soacute resultem de uma soacute fonte de tensatildeo residual Especificamente
na usinagem os paracircmetros de corte utilizados na usinagem como velocidade de corte
velocidade de avanccedilo profundidade de corte aleacutem do estado da ferramenta e tipo de
lubrificaccedilatildeo empregadas podem levar a uma variaccedilatildeo significativa da taxa de produccedilatildeo e
tambeacutem nas tensotildees residuais presentes no componente usinado [32] Em geral o consenso eacute
de que na usinagem se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser compressivas
enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [14] Contudo Matsumoto et
al (1986) [26] afirmam que em funccedilatildeo da dureza do material a usinagem pode promover
tensotildees residuais de compressatildeo ou de traccedilatildeo Por exemplo para os accedilos de baixa dureza a
tensatildeo residual eacute trativa e para os accedilos com elevada dureza a tensatildeo residual eacute compressiva
232 ndash Tensotildees Residuais em torneamento
O estudo sobre tensotildees residuais em usinagem em particular no torneamento
aumentou nos uacuteltimos anos A necessidade de ganhar produtividade leva os setores de
usinagem a empregar paracircmetros de corte cada vez mais severos o que tende a mudar
19
significativamente o estado das tensotildees residuais principalmente as superficiais nos
componentes usinados
Capello et al (2004) [32] fizeram um estudo comparando a influecircncia dos paracircmetros
de corte no torneamento de diferentes materiais nas tensotildees residuais obtidas Nesse trabalho
foi utilizada uma velocidade de corte fixa e quatro paracircmetros distintos profundidade de
corte avanccedilo raio da ponta da ferramenta e acircngulo de entrada para 3 accedilos diferentes Um accedilo
com propriedades mecacircnicas elevadas (39NiCrMo3) o segundo com propriedades
intermediaacuterias (C45 steel) e o terceiro com propriedades baixas (Fe370) Pelos resultados
obtidos foi verificado que os paracircmetros que se expressavam mais nas tensotildees residuais
foram o avanccedilo colocado na maacutequina e o raio da ferramenta Com a elevaccedilatildeo do valor do
avanccedilo e com o aumento do raio da ferramenta as tensotildees geradas resultantes se
pronunciavam com caraacuteter trativo
Garcia et al (2012) [33] realizaram um estudo sobre o efeito dos paracircmetros de corte
na geraccedilatildeo das tensotildees residuais superficiais no torneamento de um accedilo AISI 4340 Como
principais conclusotildees esse trabalho mostrou que com o aumento da velocidade de corte as
tensotildees residuais tendiam a serem menos trativas Contudo as tensotildees residuais tendem a ser
mais trativas com o aumento do avanccedilo possivelmente em virtude do aumento da temperatura
de corte e a rugosidade superficial tambeacutem se elevava Logo a integridade superficial
piorava com o aumento do avanccedilo de corte A Figura 10 mostra as curvas obtidas nas direccedilotildees
de avanccedilo (longitudinal) e direccedilatildeo de corte (circunferencial) onde eacute possiacutevel observar o
comportamento trativo das tensotildees residuais Esses dados indicando que os fatores (teacutermico
deformaccedilatildeo plaacutestica e de transformaccedilatildeo fase) responsaacuteveis pela geraccedilatildeo das tensotildees
superficiais mudam de acordo com o campo da velocidade de corte empregado Neste caso
para velocidades menores o fator mais expressivo eacute a temperatura que gera tensotildees teacutermicas
de traccedilatildeo e para velocidades mais elevadas as tensotildees geradas pela transformaccedilatildeo de fase
eou de deformaccedilatildeo plaacutestica eram as que adquiriam maior importacircncia
20
Figura 10 Tensotildees residuais medidas na direccedilatildeo de longitudinal (a) e na direccedilatildeo
circunferencial (b) [33]
21
233 ndash Tensometria por difraccedilatildeo de Raios-X
Existem diversas teacutecnicas experimentais de se obter os valores de tensatildeo residual
Bordinassi et al (2006) [34] citam que atualmente os dois meacutetodos mais utilizados satildeo o do
furo cego e a tensometria por difraccedilatildeo de raios-X sendo este uacuteltimo o mais utilizado dentre os
dois Martins et al (2004) [35] afirmam tambeacutem que o meacutetodo por difraccedilatildeo de raios-X
apresenta os melhores resultados quando comparado com o meacutetodo micromagneacutetico e
meacutetodo do furo Todas essas teacutecnicas podem ser classificadas de acordo com o niacutevel de dano
introduzido no material em [36]
bull Destrutivas processos que para obtenccedilatildeo das informaccedilotildees de deformaccedilatildeo
necessaacuterias para a anaacutelise das tensotildees residuais comprometem ou
impossibilitam o uso da amostra analisada
bull Natildeo destrutivos natildeo precisam da remoccedilatildeo material e natildeo provocam qualquer
tipo de dano durante a mediccedilatildeo de tensotildees residuais
bull Parcialmente destrutivas alguns autores como Hilson et al (2009) [36]
defendem que existe uma terceira categoria que eacute caracterizada pelo dano na
peccedila poreacutem com possibilidade de utilizaccedilatildeo da amostra como ilustra a Figura
11
Figura 11 Classificaccedilatildeo dos processos de mediccedilatildeo de tensotildees residuais [37]
22
Aleacutem dos danos causados no material outros fatores devem ser levados em
consideraccedilatildeo ao escolher a teacutecnica adequada Satildeo eles [27]
bull Fatores relativos a praticidade custo e disponibilidade do equipamento
portabilidade velocidade de mediccedilatildeo existecircncia de procedimento padronizado e
niacutevel de habilidade requerida do operador
bull Fatores relativo ao material classe do material que pode ser analisado por uma
teacutecnica particular preparaccedilatildeo preacutevia da superfiacutecie e necessidade de propriedades
especiacuteficas
bull Fatores relativos a mediccedilatildeo resoluccedilatildeo penetraccedilatildeo tipo de tensatildeo detectada
gradiente de tensatildeo incerteza e aacuterea ou volume de anaacutelise
A maioria das teacutecnicas existentes satildeo capazes de medir tensotildees residuais do tipo I
Poreacutem somente algumas como difraccedilatildeo de raios-X possuem a resoluccedilatildeo necessaacuteria para
medir tensotildees residuais de tipo II E mesmo com bons niacuteveis de resoluccedilatildeo as incertezas das
mediccedilotildees podem ser elevadas chegando a 30 do valor medido [27] Um resumo desses
fatores estaacute descrito na Tabela 4
Tabela 4 Teacutecnicas e caracteriacutesticas para determinaccedilatildeo da tensatildeo residual [27 Modificado] [27]
Teacutecnica Velocidade Penetraccedilatildeo Aacuterea de anaacutelise
Resoluccedilatildeo Tipo de Tensatildeo
Furos Cego
Raacutepida Meacutedia
Igual ao tamanho do furo
1-2 mm diacircmetro
50 -100 microm I
Difraccedilatildeo de Raio-X
Raacutepida Meacutedia
Ateacute 1 mm 01 ndash 1 mmsup2 20 microm I e II
Ultrassom Raacutepida gt100 mm 1-400 mmsup2 1 mm I
Magneacutetica Raacutepida 20 a 300 microm gt2 mmsup2 5 mm I
A teacutecnica utilizada nos procedimentos experimentais deste trabalho foi a de difraccedilatildeo
de Raios X Atraveacutes desta teacutecnica a deformaccedilatildeo causada na superfiacutecie eacute obtida pela razatildeo da
variaccedilatildeo da distacircncia interplanar pela distacircncia livre de deformaccedilatildeo Como pode ser
observado na Figura 12 o paracircmetro chamado de distacircncia interplanar eacute representado pela
letra ldquodrdquo Esta distacircncia eacute entatildeo convertida em tensatildeo segundo equaccedilotildees derivadas da teoria
da elasticidade [38] ou seja a variaccedilatildeo da distacircncia entre planos cristalinos induzida pela
presenccedila de tensotildees eacute medida com base na lei de Bragg e as tensotildees satildeo calculadas
23
assumindo-se que a distorccedilatildeo ocorre no regime elaacutestico Desta forma somente a parte elaacutestica
do campo de deformaccedilotildees eacute medida uma vez que a deformaccedilatildeo plaacutestica natildeo afeta os
paracircmetros cristalinos Como dito anteriormente esta eacute uma teacutecnica natildeo destrutiva e como a
maioria das teacutecnicas natildeo destrutivas eacute limitada agraves camadas superficiais na ordem de 10 microm
[35]
Figura 12 Difraccedilatildeo de raios-X em cristais simples carregados e descarregados [39]
Bragg descreve a difraccedilatildeo de raios X no estado inicial natildeo deformado como uma
reflexatildeo segundo alguns planos cristalinos Estes planos possuem uma distacircncia ldquodrdquo chamada
de distacircncia interplanar Um feixe paralelo de raios-X de comprimento de onda λ que incide
na superfiacutecie deste material com um acircngulo de incidecircncia θ iraacute sofrer uma difraccedilatildeo sob o
mesmo acircngulo θ desde que a equaccedilatildeo de Bragg seja satisfeita (equaccedilatildeo 31)
119899 = 2119889 ∙ 119904119890119899120579 (31)
24
Entatildeo ao utilizar um feixe de raios-X monocromaacuteticos (λ = constante) o valor do
acircngulo θ referente a uma intensidade maacutexima de difraccedilatildeo depende somente da distacircncia
interplanar ldquodrdquo
A derivada da expressatildeo de Bragg indica que
∆119889
119889+
119888119900119904120579
119904119890119899120579∙ ∆120579 = 0 (32)
120576 = minus∆120579 ∙ cot 119892120579 (33)
∆120579 = 120579119888119900119898 119905119890119899119904atilde119900 minus 120579119904119890119898 119905119890119899119904atilde119900 (34)
Medindo ∆120579 pode-se calcular a deformaccedilatildeo e consequentemente a respectiva tensatildeo
residual Vaacuterios meacutetodos satildeo propostos para determinaccedilatildeo das deformaccedilotildees segundo a
difraccedilatildeo de raiosndashX [39] [40] Poreacutem no escopo deste trabalho seraacute tratado somente o meacutetodo
do sensup2 Segundo Bordinassi et al (2006) [34] este meacutetodo tem sua maior aplicabilidade
quando se busca maior exatidatildeo nas medidas cujas amostras possuem um certo grau de
textura Este meacutetodo nada mais eacute que a adequaccedilatildeo da Equaccedilatildeo 33 utilizando coordenadas
polares (Figura 13) ao estado real de tensotildees que resulta em
120576(120593) = cot 119892120579 ∙ (120579120593 minus 120579119900) (35)
Figura 13 Sistema de coordenadas polares [41 Modificado] [41]
Sabendo que
25
120576120593 = (1205901 ∙ 1198881199001199042120593 + 1205902 ∙ 1199041198901198992120593)1199041198901198992 minus 120583(1205901 + 1205902 + 1205903)
119864 (36)
Mantendo o acircngulo 120593 fixo e determinando a diferenccedila entre as deformaccedilotildees em duas
direccedilotildees distintas atraveacutes do acircngulo obtemos
120576(1205932) minus 120576(1205931) = cot 119892120579119900 ∙ (1205791205932minus 1205791205931
) (37)
Reescrevendo o primeiro termo da equaccedilatildeo 36 em funccedilatildeo da diferenccedila de deformaccedilatildeo
entre duas direccedilotildees diferentes temos
120576(1205932) minus 120576(1205931) =(1 + 120583) ∙ 120590120593 ∙ (11990411989011989922 minus 11990411989011989921)
119864 (38)
Substituindo o primeiro membro da Equaccedilatildeo 38 pelo segundo membro da equaccedilatildeo 37
obteacutem-se a equaccedilatildeo utilizada na mediccedilatildeo de tensotildees residuais
120590120593 =119864
(1 + 120583)∙ cot 119892120579119900 ∙
(1205791205932minus 1205791205931
)
(11990411989011989922 minus 11990411989011989921) (38)
O graacutefico da Figura 14 eacute obtido pela plotagem das variaccedilotildees dos acircngulos de difraccedilatildeo
2θ com as variaccedilotildees dos acircngulos de incidecircncia dos raios-X Podemos observar a partir da
equaccedilatildeo 38 que a tensatildeo residual eacute diretamente proporcional agrave derivada de 2θ em funccedilatildeo de
sensup2ψ
Figura 14 Estado de tensatildeo do material em funccedilatildeo do declive da curva 2θ x sensup2ψ [41]
26
Capiacutetulo 3
Materiais e Meacutetodos
A realizaccedilatildeo do procedimento experimental teve algumas fases dentre as quais pode-
se citar a preparaccedilatildeo das amostras torneamento em alta velocidade mediccedilatildeo das tensotildees
residuais superficiais por difraccedilatildeo de raios-x e anaacutelise dos resultados Os itens subsequentes
descrevem em detalhes todos os meacutetodos equipamentos e procedimentos utilizados neste
trabalho
31 ndash Material
O material utilizado na confecccedilatildeo das amostras foi o accedilo SAE 4140 cuja a dureza
medida foi de aproximadamente 15 HRc Este accedilo foi adquirido em barras de duas polegadas
de diacircmetro por 120 mm de comprimento e em cada barra foi confeccionado 4 amostras
conforme a Figura 15
Figura 15 Representaccedilatildeo esquemaacutetica das amostras
27
32 ndash Preparaccedilatildeo das amostras
A amostra foi usinada no torno mecacircnico convencional do Laboratoacuterio de Pesquisa em
Usinagem (LABUS) do Centro Federal de Ensino Tecnoloacutegico Celso Suckow da Fonseca
(CEFET ndash RJ Maracanatilde) conforme a Figura 16 Na operaccedilatildeo foi utilizado fluido de corte
para tentar amenizar a influecircncia desta usinagem no resultado final
Figura 16 Torno utilizado na preparaccedilatildeo da amostra
A partir dos resultados obtidos das tensotildees residuais apoacutes a usinagem no torno
convencional constatou-se que as medidas foram muito aleatoacuterias devido ao desgaste da
ferramenta utilizada e entatildeo optou-se por realizar um tratamento teacutermico de aliacutevio de tensotildees
(TTAT) para evitar que os resultados da usinagem principal fossem influenciados pela
operaccedilatildeo anterior As amostras foram aquecidas agrave uma taxa de aproximadamente 175 ordmC
min Apoacutes atingida e estabilizada a temperatura de 600degC a amostra permaneceu nesta
condiccedilatildeo por 2 horas sendo posteriormente resfriada no forno Os valores das tensotildees foram
medidos novamente apoacutes o tratamento
28
33 ndash Torneamento em Alta Velocidade
O torno utilizado nas operaccedilotildees em alta velocidade foi o centro de torneamento Romi
modelo Centur 30D conforme apresenta a Figura 17 capaz de operar em uma faixa em
velocidades entre 4 a 4000 rpm e com potecircncia de 10 CV
Figura 17 CNC Romi Centur 30D
De acordo com as caracteriacutesticas do torno foram escolhidos os paracircmetros mostrados
na Tabela 5 que podem se enquadrar no regime de torneamento em alta velocidade A
profundidade de corte (ap) tambeacutem foi modificada entre as condiccedilotildees [33] Entatildeo o
torneamento das amostras foi fundamentado em um experimento fatorial de quatro
combinaccedilotildees sendo duas repeticcedilotildees para cada combinaccedilatildeo Foi usado um avanccedilo (a)
constante para todas as condiccedilotildees de 02 mmrot A programaccedilatildeo utilizada pode ser
encontrada no Anexo A
Tabela 5 Tabela das Condiccedilotildees
Condiccedilatildeo A B Vc [mmin] ap [mm]
1 -1 -1 500 01
2 -1 1 500 02
3 1 -1 600 01
4 1 1 600 02
29
Onde
Fatores A Velocidade de Corte (Niacuteveis 119881minus1 = 500 119898119898119894119899 e 119881+1 = 600 119898119898119894119899)
B Profundidade de Corte (Niacuteveis 119865minus1 = 01 119898119898 ou 119865+1 = 02 119898119898)
Tratamentos
119881minus1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 02 mm
119881minus1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 02 mm
Unidade
Experimental Mega Pascal
As ferramentas utilizadas foram os insertos VBMT 160408-PM4325 da Sandvik com
geometria mostrada na Figura 18 Para cada condiccedilatildeo foi utilizado um soacute gume de corte para
garantir a uniformidade da aresta de corte e evitar que o desgaste da ferramenta influenciasse
nos resultados finais A Tabela 6 fornece as principais caracteriacutesticas do inserto
Figura 18 Insertos utilizados no torneamento
Tabela 6 Propriedades do inserto
Tamanho Efetivo da aresta de corte (LE) 15806 mm
Diacircmetro ciacuterculo inscrito (IC) 9525 mm
Raio da ponta (RE) 0794 mm
Espessura (S) 4763 mm
30
34 ndash Mediccedilatildeo das tensotildees residuais
As mediccedilotildees de tensotildees residuais foram realizadas no Laboratoacuterio de Anaacutelise de
Tensotildees (LAT) do Departamento de Engenharia Mecacircnica da Universidade Federal
Fluminense (UFF) A teacutecnica adotada foi a de tensometria por difraccedilatildeo de raios-X utilizando-
se o equipamento de anaacutelise de tensotildees da Stressrad (Figura 19)
Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra
As amostras foram medidas em duas direccedilotildees longitudinal (L) e circunferencial copy
conforme detalha a Figura 20 Os seguintes paracircmetros foram adotados
Radiaccedilatildeo Crκα (λ=22809Å) difratando o plano cristalograacutefico (211) da ferrita
Acircngulo de difraccedilatildeo de ferrita (2θ) 1562ordm
Acircngulos Ψ 0ordm 21ordm 30ordm 38ordm 45ordm
Tempo de exposiccedilatildeo ao Raio-X 45s para cada acircngulo Ψ
FONTE DE ALTA TENSAtildeO
AMOSTRA SOFTWARE
TUBO DE Crκα
GONIOcircMETRO
31
Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial
A rugosidade superficial das amostras foi medida com o rugosiacutemetro da Taylor
Hobson Precision Surtronic 25 (Figura 21) As mediccedilotildees foram feitas em pontos distintos da
amostra no sentido longitudinal procurando obter o resultado que melhor representasse a
rugosidade real das amostras Foram realizadas 7 medidas em cada amostra
O paracircmetro adotado foi a rugosidade meacutedia (Ra) na qual o comprimento de mediccedilatildeo
foi de L= 400 e o de amostragem igual a La = 08mm O raio da ponta do apalpador eacute de
5microm conferindo ao equipamento uma resoluccedilatildeo de 001microm com precisatildeo de 2 do valor
medido
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson
32
Capiacutetulo 4
Resultados e discussotildees
As anaacutelises inicias foram com base nos valores de tensatildeo residuais (TR) sendo as
medidas realizadas apoacutes a preparaccedilatildeo das amostras mas devido a heterogeneidade
apresentada pelas mesmas foi realizado um TTAT Apoacutes o tratamento teacutermico obteve-se uma
meacutedia de -144 MPa nas tensotildees residuais longitudinais (L) e de -142 MPa na direccedilatildeo
circunferencial (C) com erro de aproximadamente 15 MPa Apoacutes a usinagem principal as
tensotildees residuais foram medidas novamente e a Tabela 7 apresenta os valores obtidos em
todas as amostras
Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem
Condiccedilatildeo Amostra Tensatildeo Residual [MPa]
Longitudinal (L) Circunferencial (C)
1 2D -183 plusmn 20 435 plusmn 31
2C 67 plusmn 1 550 plusmn 16
2 2B -162 plusmn 33 498 plusmn 0
2A 179 plusmn 25 508 plusmn 101
3 1D -260 plusmn 75 291 plusmn 41
1C -90 plusmn 0 405 plusmn 33
4 1B 97 plusmn 23 369 plusmn 1
1A 125 plusmn 6 262 plusmn 8
A Figura 22 mostra os valores das tensotildees residual nas direccedilotildees circunferencial e longitudinal
respectivamente Com base nos graacuteficos nota-se que o comportamento das TR
circunferenciais eacute homogecircneo e coerente com a literatura [33] onde com valores maiores de
velocidade de corte tem-se uma diminuiccedilatildeo na magnitude das tensotildees trativas Entretanto na
longitudinal haacute muita heterogeneidade nos valores o que torna difiacutecil a anaacutelise dos resultados
nesta direccedilatildeo
33
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Longitudinal
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
1 2 3 4Condiccedilotildees
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Condiccedilotildees
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial
A Tabela 8 apresenta a meacutedia das tensotildees para cada condiccedilatildeo tanto na direccedilatildeo
longitudinal quanto na transversal a fim de analisar a influecircncia de cada paracircmetro nas
tensotildees residuais gerados no torneamento Conforme valores apresentados as tensotildees
superficiais circunferenciais encontram-se no estado de traccedilatildeo enquanto as tensotildees na direccedilatildeo
longitudinal apresentam um misto de compressatildeo e traccedilatildeo
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual
Condiccedilatildeo Tensotildees residuais (MPa)
C L
1 4925 plusmn 5 -58 plusmn 3
2 503 plusmn 7 85 plusmn 5
3 348 plusmn 6 -175 plusmn 6
4 3155 plusmn 2 111 plusmn 4
34
Avaliando o graacutefico da Figura 23 eacute possiacutevel observar uma clara reduccedilatildeo nos valores
das tensotildees quando passamos do regime de velocidade de 500mmin (condiccedilotildees 1 e 2) para o
de 600mmin (condiccedilotildees 3 e 4) Isto sugere que a tendecircncia da tensatildeo residual eacute reduzir seu
valor com o aumento da velocidade de corte conforme previsto na literatura [33] para
condiccedilotildees de transiccedilatildeo baixa-alta velocidade de corte Este comportamento sugere que a
condiccedilatildeo um e dois encontram-se no limiar do regime de altas velocidades
Com relaccedilatildeo ao efeito da profundidade nota-se que o comportamento das tensotildees
residuais eacute resultado da combinaccedilatildeo entre profundidade e velocidade Quando se tem
velocidades de corte maior o aumento da profundidade tende a diminuir os valores das
tensotildees ou seja aumenta o efeito da deformaccedilatildeo plaacutestica sobre o gradiente teacutermico o que natildeo
eacute evidente para velocidades menores
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Profundidade
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial
Na direccedilatildeo longitudinal (Figura 24) percebe-se uma amplificaccedilatildeo do efeito da
profundidade de corte na tensatildeo residual com o aumento da velocidade de corte Para as
amostras que foram submetidas agrave maior velocidade de corte ocorreu um aumento expressivo
da diferenccedila dos valores de tensotildees residuais encontrados em funccedilatildeo de uma mesma
profundidade de corte utilizada Contudo considerando o desvio padratildeo entre as medidas natildeo
35
se pode concluir qual a tendecircncia das TR na direccedilatildeo longitudinal com essa quantidade de
amostras pois haacute muita heterogeneidade nas medidas
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
LongitudinalT
ensatilde
o R
esid
ual (
MP
a)
Profundidade
Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal
Com relaccedilatildeo agrave rugosidade a literatura [10] descreve que com o aumento da velocidade
de corte ocorre uma diminuiccedilatildeo dos valores meacutedios de rugosidade enquanto que o aumento
da profundidade de corte acarreta em valores maiores de rugosidade apesar deste uacuteltimo natildeo
impactar tanto nos resultados Analisando os valores de rugosidade apresentados na Figura 25
em conjunto com a Figura 26 nota-se que os menores valores meacutedios de rugosidade foram
obtidos para os maiores valores de velocidade de corte (condiccedilotildees 3 e 4) Contudo tambeacutem
fica claro que existe uma inconsistecircncia dos valores apresentados na condiccedilatildeo dois O valor
esperado para esta condiccedilatildeo era seguir a tendecircncia das condiccedilotildees trecircs e quatro ou seja o valor
meacutedio de rugosidade da condiccedilatildeo dois deveria ser da mesma magnitude do valor da condiccedilatildeo
um poreacutem superior assim como o da condiccedilatildeo quatro eacute maior do que o da condiccedilatildeo trecircs
36
01 0223
24
25
26
27
28
29
30Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Profundidade
Vc = 500 [mmin] Vc = 600 [mmin]
Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade
1 2 3 423
24
25
26
27
28
29
30 Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Condiccedilatildeo
Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial
Analisando a Figura 27 eacute perceptiacutevel que o aumento da profundidade de corte
ocasionou resultados com tensotildees longitudinais de natureza trativa Isso pode ser relacionado
37
com um possiacutevel fator teacutermico imposto pela maior profundidade de corte sendo mais
evidente com maiores valores de velocidade de corte Entretanto quando se compara tensotildees
residuais com rugosidade novamente natildeo haacute como chegar a conclusotildees
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
1 2 3 4
Longitudinal
Condiccedilotildees
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
24
26
28
30
Rug
osid
ade
(μm
)
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
14
Tabela 3 Testes e paracircmetros de ferramentas revestidas e sem revestimento [24 Modificado] [24]
Teste (nuacutemero)
Paracircmetros de corte Velocidade (V)
mmin Avanccedilo (f)
mmrev Profundidade de corte
(d) mm Diacircmetro
(mm) N
(rpm) T1 115 032 15 100 360 T2 115 018 15 100 360 T3 75 032 15 100 250 T4 75 018 15 100 250
Figura 7 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
15
Figura 8 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
Akbar et al (2008) [25] fizeram uma anaacutelise experimental da particcedilatildeo teacutermica no
torneamento a seco do accedilo AISI 4140 aplicando diferentes velocidades de corte incluindo
velocidades convencionais e altas velocidades de torneamento (100 197 314 395 565 628
785 e 880 mmin) O avanccedilo e a profundidade de corte foram mantidos constantes (01
mmrev e 25mm respectivamente) e o comprimento cortado foi limitado a 5mm para
minimizar a variaccedilatildeo que o desgaste da ferramenta poderia trazer Foram usadas duas
ferramentas uma de metal duro sem revestimento e outra com revestimento de TiN
Observou-se uma variaccedilatildeo no comportamento das forccedilas de corte com o aumento da
velocidade corte Variando a velocidade de corte de 100 ateacute 395 mmin a forccedila de corte
diminuiacutea Entretanto na faixa de 395 e 565 mmin essa forccedila cresce junto com a elevaccedilatildeo da
velocidade Em seguida a forccedila torna a diminuir na regiatildeo de altas velocidades acima de 565
mmin
Neste mesmo trabalho revelou-se que para as ferramentas revestidas com TiN as
forccedilas de corte diminuiacuteram gradativamente quando a velocidade aumentava (de 100 ateacute 880
mmin) A medidas experimentais de forccedila de corte e de avanccedilo foram maiores para as
ferramentas natildeo-revestidas em todas as velocidades estudadas Relata-se que este fenocircmeno
pode ser decorrente da reduccedilatildeo da fricccedilatildeo e da adesatildeo com a peccedila que o revestimento de TiN
proporciona A forccedila de avanccedilo tambeacutem reduziu gradualmente com o aumento da velocidade
de corte em todos os testes tanto para as ferramentas com revestimento ou sem
16
23 ndash Tensotildees Residuais
Matsumoto et al (1986) [26] definiram tensatildeo residual como a tensatildeo que permanece
no componente apoacutes a solicitaccedilatildeo termomecacircnica agrave qual foi submetido Sua presenccedila pode ser
uacutetil ou deleteacuteria dependendo da sua natureza trativa ou compressiva e magnitude alta ou
baixa A classificaccedilatildeo atual dos tipos de tensotildees residuais eacute definida quanto a sua abrangecircncia
podendo ser classificadas como Tensotildees Macroscoacutepicas tambeacutem referenciada como Tipo I
Tensotildees Microscoacutepicas chamadas de Tipo II e Tensotildees submicroscoacutepicas ou Tipo III [27]
bull Tensotildees residuais do tipo I Satildeo tensotildees a niacuteveis macroscoacutepicos em uma escala
maior que o tamanho de gratildeo do material
bull Tensotildees residuais do tipo II Satildeo tensotildees microscoacutepicas que variam dentro da
escala de um gratildeo individual Tais tensotildees satildeo esperadas natildeo somente em
materiais com muacuteltiplas microestruturas mas inclusive em materiais que
possuem uma microestrutura uacutenica devido a anisotropia e o comportamento de
cada gratildeo
bull Tensotildees residuais do tipo III Tambeacutem satildeo tensotildees microscoacutepicas poreacutem esta
existe dentro do gratildeo Por isso muitas vezes satildeo chamadas de submicroscoacutepicas
Satildeo essencialmente resultado da presenccedila de descontinuidades e outros defeitos
da estrutura cristalina do material Normalmente vem acompanhada da Tensatildeo
de Tipo II
Na Figura 9 eacute apresentado um diagrama esquemaacutetico que mostra os 3 tipos de tensatildeo
residual (120590119868 120590119868119868 119890 120590119868119868119868) [27]
17
Figura 9 Desenho esquemaacutetico dos tipos de tensatildeo residual [27]
A anaacutelise das tensotildees residuais presentes nos componentes mecacircnicos bem como a
compreensatildeo do comportamento das propriedades mecacircnicas dos materiais quando sujeitos a
campos de tensotildees originados nos processos usinagem eacute de grande importacircncia para diversas
aacutereas Estaacute bem estabelecido que a presenccedila de tensotildees residuais compressivas na superfiacutecie
do material aumenta a sobrevida em fadiga pois a compressatildeo dificulta a nucleaccedilatildeo eou a
propagaccedilatildeo de trincas [28] Em contrapartida tensotildees trativas podem se somar agraves tensotildees de
trabalho mesmo no regime elaacutestico podendo levar a ruptura prematura do componente [29]
231 ndash Tensotildees Residuais em usinagem
As tensotildees residuais satildeo desenvolvidas em qualquer processo termomecacircnico sendo
essas tensotildees classificadas de acordo com sua origem em Teacutermica Quiacutemica e Mecacircnica
Entre as trecircs origens as tensotildees de origem teacutermica em um niacutevel macroscoacutepico satildeo
decorrentes de um aquecimento e resfriamento natildeo uniforme advindas de processos como a
usinagem e tratamentos teacutermicos Adicionalmente restriccedilotildees impostas por peccedilas de grande
volume podem levar ao desenvolvimento de tensotildees elevadas magnitudes devido ao
gradiente teacutermico entre a superfiacutecie e o nuacutecleo da peccedila Um exemplo eacute o processo de tempera
de um accedilo que leva a tensotildees compressivas na superfiacutecie balanceadas com tensotildees trativas no
centro do componente [27]
Tensotildees de origem quiacutemica se desenvolvem devido a mudanccedilas de volume associadas
com reaccedilotildees quiacutemicas precipitaccedilatildeo e transformaccedilatildeo de fase Tratamento quiacutemicos
18
superficiais e revestimento de materiais levam a um gradiente de tensatildeo residual de elevada
magnitude nas camadas superficiais [27] Como exemplo cita-se a nitretaccedilatildeo que tende a gerar
tensotildees compressivas na regiatildeo de difusatildeo por causa da expansatildeo estrutural e precipitaccedilatildeo de
nitretos [30]
O escoamento plaacutestico natildeo homogecircneo tambeacutem resulta em campos de tensatildeo residual
neste caso de origem mecacircnica Essas tensotildees podem se desenvolver de forma natural durante
o processo de fabricaccedilatildeo ou tratamento teacutermico dos materiais podendo ser tambeacutem
introduzidas de forma deliberada para o desenvolvimento de um perfil especiacutefico de tensatildeo
[27] Seja qual for o processo de usinagem de materiais metaacutelicos iraacute causar tensotildees residuais
que podem alcanccedilar valores proacuteximos ao limite de escoamento do material e influenciar na
vida em serviccedilo de componentes mecacircnicos Portanto definir o processo adequado para cada
aplicaccedilatildeo requer a previsatildeo de quatildeo elevada seraacute a tensatildeo residual gerada em funccedilatildeo dos
paracircmetros envolvidos no do processo utilizado [31]
Pesquisadores concordam que as tensotildees residuais de um componente satildeo um
conjunto das trecircs fontes de tensatildeo residual Muito dificilmente um componente soacute teraacute sido
submetido agrave processos que soacute resultem de uma soacute fonte de tensatildeo residual Especificamente
na usinagem os paracircmetros de corte utilizados na usinagem como velocidade de corte
velocidade de avanccedilo profundidade de corte aleacutem do estado da ferramenta e tipo de
lubrificaccedilatildeo empregadas podem levar a uma variaccedilatildeo significativa da taxa de produccedilatildeo e
tambeacutem nas tensotildees residuais presentes no componente usinado [32] Em geral o consenso eacute
de que na usinagem se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser compressivas
enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [14] Contudo Matsumoto et
al (1986) [26] afirmam que em funccedilatildeo da dureza do material a usinagem pode promover
tensotildees residuais de compressatildeo ou de traccedilatildeo Por exemplo para os accedilos de baixa dureza a
tensatildeo residual eacute trativa e para os accedilos com elevada dureza a tensatildeo residual eacute compressiva
232 ndash Tensotildees Residuais em torneamento
O estudo sobre tensotildees residuais em usinagem em particular no torneamento
aumentou nos uacuteltimos anos A necessidade de ganhar produtividade leva os setores de
usinagem a empregar paracircmetros de corte cada vez mais severos o que tende a mudar
19
significativamente o estado das tensotildees residuais principalmente as superficiais nos
componentes usinados
Capello et al (2004) [32] fizeram um estudo comparando a influecircncia dos paracircmetros
de corte no torneamento de diferentes materiais nas tensotildees residuais obtidas Nesse trabalho
foi utilizada uma velocidade de corte fixa e quatro paracircmetros distintos profundidade de
corte avanccedilo raio da ponta da ferramenta e acircngulo de entrada para 3 accedilos diferentes Um accedilo
com propriedades mecacircnicas elevadas (39NiCrMo3) o segundo com propriedades
intermediaacuterias (C45 steel) e o terceiro com propriedades baixas (Fe370) Pelos resultados
obtidos foi verificado que os paracircmetros que se expressavam mais nas tensotildees residuais
foram o avanccedilo colocado na maacutequina e o raio da ferramenta Com a elevaccedilatildeo do valor do
avanccedilo e com o aumento do raio da ferramenta as tensotildees geradas resultantes se
pronunciavam com caraacuteter trativo
Garcia et al (2012) [33] realizaram um estudo sobre o efeito dos paracircmetros de corte
na geraccedilatildeo das tensotildees residuais superficiais no torneamento de um accedilo AISI 4340 Como
principais conclusotildees esse trabalho mostrou que com o aumento da velocidade de corte as
tensotildees residuais tendiam a serem menos trativas Contudo as tensotildees residuais tendem a ser
mais trativas com o aumento do avanccedilo possivelmente em virtude do aumento da temperatura
de corte e a rugosidade superficial tambeacutem se elevava Logo a integridade superficial
piorava com o aumento do avanccedilo de corte A Figura 10 mostra as curvas obtidas nas direccedilotildees
de avanccedilo (longitudinal) e direccedilatildeo de corte (circunferencial) onde eacute possiacutevel observar o
comportamento trativo das tensotildees residuais Esses dados indicando que os fatores (teacutermico
deformaccedilatildeo plaacutestica e de transformaccedilatildeo fase) responsaacuteveis pela geraccedilatildeo das tensotildees
superficiais mudam de acordo com o campo da velocidade de corte empregado Neste caso
para velocidades menores o fator mais expressivo eacute a temperatura que gera tensotildees teacutermicas
de traccedilatildeo e para velocidades mais elevadas as tensotildees geradas pela transformaccedilatildeo de fase
eou de deformaccedilatildeo plaacutestica eram as que adquiriam maior importacircncia
20
Figura 10 Tensotildees residuais medidas na direccedilatildeo de longitudinal (a) e na direccedilatildeo
circunferencial (b) [33]
21
233 ndash Tensometria por difraccedilatildeo de Raios-X
Existem diversas teacutecnicas experimentais de se obter os valores de tensatildeo residual
Bordinassi et al (2006) [34] citam que atualmente os dois meacutetodos mais utilizados satildeo o do
furo cego e a tensometria por difraccedilatildeo de raios-X sendo este uacuteltimo o mais utilizado dentre os
dois Martins et al (2004) [35] afirmam tambeacutem que o meacutetodo por difraccedilatildeo de raios-X
apresenta os melhores resultados quando comparado com o meacutetodo micromagneacutetico e
meacutetodo do furo Todas essas teacutecnicas podem ser classificadas de acordo com o niacutevel de dano
introduzido no material em [36]
bull Destrutivas processos que para obtenccedilatildeo das informaccedilotildees de deformaccedilatildeo
necessaacuterias para a anaacutelise das tensotildees residuais comprometem ou
impossibilitam o uso da amostra analisada
bull Natildeo destrutivos natildeo precisam da remoccedilatildeo material e natildeo provocam qualquer
tipo de dano durante a mediccedilatildeo de tensotildees residuais
bull Parcialmente destrutivas alguns autores como Hilson et al (2009) [36]
defendem que existe uma terceira categoria que eacute caracterizada pelo dano na
peccedila poreacutem com possibilidade de utilizaccedilatildeo da amostra como ilustra a Figura
11
Figura 11 Classificaccedilatildeo dos processos de mediccedilatildeo de tensotildees residuais [37]
22
Aleacutem dos danos causados no material outros fatores devem ser levados em
consideraccedilatildeo ao escolher a teacutecnica adequada Satildeo eles [27]
bull Fatores relativos a praticidade custo e disponibilidade do equipamento
portabilidade velocidade de mediccedilatildeo existecircncia de procedimento padronizado e
niacutevel de habilidade requerida do operador
bull Fatores relativo ao material classe do material que pode ser analisado por uma
teacutecnica particular preparaccedilatildeo preacutevia da superfiacutecie e necessidade de propriedades
especiacuteficas
bull Fatores relativos a mediccedilatildeo resoluccedilatildeo penetraccedilatildeo tipo de tensatildeo detectada
gradiente de tensatildeo incerteza e aacuterea ou volume de anaacutelise
A maioria das teacutecnicas existentes satildeo capazes de medir tensotildees residuais do tipo I
Poreacutem somente algumas como difraccedilatildeo de raios-X possuem a resoluccedilatildeo necessaacuteria para
medir tensotildees residuais de tipo II E mesmo com bons niacuteveis de resoluccedilatildeo as incertezas das
mediccedilotildees podem ser elevadas chegando a 30 do valor medido [27] Um resumo desses
fatores estaacute descrito na Tabela 4
Tabela 4 Teacutecnicas e caracteriacutesticas para determinaccedilatildeo da tensatildeo residual [27 Modificado] [27]
Teacutecnica Velocidade Penetraccedilatildeo Aacuterea de anaacutelise
Resoluccedilatildeo Tipo de Tensatildeo
Furos Cego
Raacutepida Meacutedia
Igual ao tamanho do furo
1-2 mm diacircmetro
50 -100 microm I
Difraccedilatildeo de Raio-X
Raacutepida Meacutedia
Ateacute 1 mm 01 ndash 1 mmsup2 20 microm I e II
Ultrassom Raacutepida gt100 mm 1-400 mmsup2 1 mm I
Magneacutetica Raacutepida 20 a 300 microm gt2 mmsup2 5 mm I
A teacutecnica utilizada nos procedimentos experimentais deste trabalho foi a de difraccedilatildeo
de Raios X Atraveacutes desta teacutecnica a deformaccedilatildeo causada na superfiacutecie eacute obtida pela razatildeo da
variaccedilatildeo da distacircncia interplanar pela distacircncia livre de deformaccedilatildeo Como pode ser
observado na Figura 12 o paracircmetro chamado de distacircncia interplanar eacute representado pela
letra ldquodrdquo Esta distacircncia eacute entatildeo convertida em tensatildeo segundo equaccedilotildees derivadas da teoria
da elasticidade [38] ou seja a variaccedilatildeo da distacircncia entre planos cristalinos induzida pela
presenccedila de tensotildees eacute medida com base na lei de Bragg e as tensotildees satildeo calculadas
23
assumindo-se que a distorccedilatildeo ocorre no regime elaacutestico Desta forma somente a parte elaacutestica
do campo de deformaccedilotildees eacute medida uma vez que a deformaccedilatildeo plaacutestica natildeo afeta os
paracircmetros cristalinos Como dito anteriormente esta eacute uma teacutecnica natildeo destrutiva e como a
maioria das teacutecnicas natildeo destrutivas eacute limitada agraves camadas superficiais na ordem de 10 microm
[35]
Figura 12 Difraccedilatildeo de raios-X em cristais simples carregados e descarregados [39]
Bragg descreve a difraccedilatildeo de raios X no estado inicial natildeo deformado como uma
reflexatildeo segundo alguns planos cristalinos Estes planos possuem uma distacircncia ldquodrdquo chamada
de distacircncia interplanar Um feixe paralelo de raios-X de comprimento de onda λ que incide
na superfiacutecie deste material com um acircngulo de incidecircncia θ iraacute sofrer uma difraccedilatildeo sob o
mesmo acircngulo θ desde que a equaccedilatildeo de Bragg seja satisfeita (equaccedilatildeo 31)
119899 = 2119889 ∙ 119904119890119899120579 (31)
24
Entatildeo ao utilizar um feixe de raios-X monocromaacuteticos (λ = constante) o valor do
acircngulo θ referente a uma intensidade maacutexima de difraccedilatildeo depende somente da distacircncia
interplanar ldquodrdquo
A derivada da expressatildeo de Bragg indica que
∆119889
119889+
119888119900119904120579
119904119890119899120579∙ ∆120579 = 0 (32)
120576 = minus∆120579 ∙ cot 119892120579 (33)
∆120579 = 120579119888119900119898 119905119890119899119904atilde119900 minus 120579119904119890119898 119905119890119899119904atilde119900 (34)
Medindo ∆120579 pode-se calcular a deformaccedilatildeo e consequentemente a respectiva tensatildeo
residual Vaacuterios meacutetodos satildeo propostos para determinaccedilatildeo das deformaccedilotildees segundo a
difraccedilatildeo de raiosndashX [39] [40] Poreacutem no escopo deste trabalho seraacute tratado somente o meacutetodo
do sensup2 Segundo Bordinassi et al (2006) [34] este meacutetodo tem sua maior aplicabilidade
quando se busca maior exatidatildeo nas medidas cujas amostras possuem um certo grau de
textura Este meacutetodo nada mais eacute que a adequaccedilatildeo da Equaccedilatildeo 33 utilizando coordenadas
polares (Figura 13) ao estado real de tensotildees que resulta em
120576(120593) = cot 119892120579 ∙ (120579120593 minus 120579119900) (35)
Figura 13 Sistema de coordenadas polares [41 Modificado] [41]
Sabendo que
25
120576120593 = (1205901 ∙ 1198881199001199042120593 + 1205902 ∙ 1199041198901198992120593)1199041198901198992 minus 120583(1205901 + 1205902 + 1205903)
119864 (36)
Mantendo o acircngulo 120593 fixo e determinando a diferenccedila entre as deformaccedilotildees em duas
direccedilotildees distintas atraveacutes do acircngulo obtemos
120576(1205932) minus 120576(1205931) = cot 119892120579119900 ∙ (1205791205932minus 1205791205931
) (37)
Reescrevendo o primeiro termo da equaccedilatildeo 36 em funccedilatildeo da diferenccedila de deformaccedilatildeo
entre duas direccedilotildees diferentes temos
120576(1205932) minus 120576(1205931) =(1 + 120583) ∙ 120590120593 ∙ (11990411989011989922 minus 11990411989011989921)
119864 (38)
Substituindo o primeiro membro da Equaccedilatildeo 38 pelo segundo membro da equaccedilatildeo 37
obteacutem-se a equaccedilatildeo utilizada na mediccedilatildeo de tensotildees residuais
120590120593 =119864
(1 + 120583)∙ cot 119892120579119900 ∙
(1205791205932minus 1205791205931
)
(11990411989011989922 minus 11990411989011989921) (38)
O graacutefico da Figura 14 eacute obtido pela plotagem das variaccedilotildees dos acircngulos de difraccedilatildeo
2θ com as variaccedilotildees dos acircngulos de incidecircncia dos raios-X Podemos observar a partir da
equaccedilatildeo 38 que a tensatildeo residual eacute diretamente proporcional agrave derivada de 2θ em funccedilatildeo de
sensup2ψ
Figura 14 Estado de tensatildeo do material em funccedilatildeo do declive da curva 2θ x sensup2ψ [41]
26
Capiacutetulo 3
Materiais e Meacutetodos
A realizaccedilatildeo do procedimento experimental teve algumas fases dentre as quais pode-
se citar a preparaccedilatildeo das amostras torneamento em alta velocidade mediccedilatildeo das tensotildees
residuais superficiais por difraccedilatildeo de raios-x e anaacutelise dos resultados Os itens subsequentes
descrevem em detalhes todos os meacutetodos equipamentos e procedimentos utilizados neste
trabalho
31 ndash Material
O material utilizado na confecccedilatildeo das amostras foi o accedilo SAE 4140 cuja a dureza
medida foi de aproximadamente 15 HRc Este accedilo foi adquirido em barras de duas polegadas
de diacircmetro por 120 mm de comprimento e em cada barra foi confeccionado 4 amostras
conforme a Figura 15
Figura 15 Representaccedilatildeo esquemaacutetica das amostras
27
32 ndash Preparaccedilatildeo das amostras
A amostra foi usinada no torno mecacircnico convencional do Laboratoacuterio de Pesquisa em
Usinagem (LABUS) do Centro Federal de Ensino Tecnoloacutegico Celso Suckow da Fonseca
(CEFET ndash RJ Maracanatilde) conforme a Figura 16 Na operaccedilatildeo foi utilizado fluido de corte
para tentar amenizar a influecircncia desta usinagem no resultado final
Figura 16 Torno utilizado na preparaccedilatildeo da amostra
A partir dos resultados obtidos das tensotildees residuais apoacutes a usinagem no torno
convencional constatou-se que as medidas foram muito aleatoacuterias devido ao desgaste da
ferramenta utilizada e entatildeo optou-se por realizar um tratamento teacutermico de aliacutevio de tensotildees
(TTAT) para evitar que os resultados da usinagem principal fossem influenciados pela
operaccedilatildeo anterior As amostras foram aquecidas agrave uma taxa de aproximadamente 175 ordmC
min Apoacutes atingida e estabilizada a temperatura de 600degC a amostra permaneceu nesta
condiccedilatildeo por 2 horas sendo posteriormente resfriada no forno Os valores das tensotildees foram
medidos novamente apoacutes o tratamento
28
33 ndash Torneamento em Alta Velocidade
O torno utilizado nas operaccedilotildees em alta velocidade foi o centro de torneamento Romi
modelo Centur 30D conforme apresenta a Figura 17 capaz de operar em uma faixa em
velocidades entre 4 a 4000 rpm e com potecircncia de 10 CV
Figura 17 CNC Romi Centur 30D
De acordo com as caracteriacutesticas do torno foram escolhidos os paracircmetros mostrados
na Tabela 5 que podem se enquadrar no regime de torneamento em alta velocidade A
profundidade de corte (ap) tambeacutem foi modificada entre as condiccedilotildees [33] Entatildeo o
torneamento das amostras foi fundamentado em um experimento fatorial de quatro
combinaccedilotildees sendo duas repeticcedilotildees para cada combinaccedilatildeo Foi usado um avanccedilo (a)
constante para todas as condiccedilotildees de 02 mmrot A programaccedilatildeo utilizada pode ser
encontrada no Anexo A
Tabela 5 Tabela das Condiccedilotildees
Condiccedilatildeo A B Vc [mmin] ap [mm]
1 -1 -1 500 01
2 -1 1 500 02
3 1 -1 600 01
4 1 1 600 02
29
Onde
Fatores A Velocidade de Corte (Niacuteveis 119881minus1 = 500 119898119898119894119899 e 119881+1 = 600 119898119898119894119899)
B Profundidade de Corte (Niacuteveis 119865minus1 = 01 119898119898 ou 119865+1 = 02 119898119898)
Tratamentos
119881minus1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 02 mm
119881minus1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 02 mm
Unidade
Experimental Mega Pascal
As ferramentas utilizadas foram os insertos VBMT 160408-PM4325 da Sandvik com
geometria mostrada na Figura 18 Para cada condiccedilatildeo foi utilizado um soacute gume de corte para
garantir a uniformidade da aresta de corte e evitar que o desgaste da ferramenta influenciasse
nos resultados finais A Tabela 6 fornece as principais caracteriacutesticas do inserto
Figura 18 Insertos utilizados no torneamento
Tabela 6 Propriedades do inserto
Tamanho Efetivo da aresta de corte (LE) 15806 mm
Diacircmetro ciacuterculo inscrito (IC) 9525 mm
Raio da ponta (RE) 0794 mm
Espessura (S) 4763 mm
30
34 ndash Mediccedilatildeo das tensotildees residuais
As mediccedilotildees de tensotildees residuais foram realizadas no Laboratoacuterio de Anaacutelise de
Tensotildees (LAT) do Departamento de Engenharia Mecacircnica da Universidade Federal
Fluminense (UFF) A teacutecnica adotada foi a de tensometria por difraccedilatildeo de raios-X utilizando-
se o equipamento de anaacutelise de tensotildees da Stressrad (Figura 19)
Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra
As amostras foram medidas em duas direccedilotildees longitudinal (L) e circunferencial copy
conforme detalha a Figura 20 Os seguintes paracircmetros foram adotados
Radiaccedilatildeo Crκα (λ=22809Å) difratando o plano cristalograacutefico (211) da ferrita
Acircngulo de difraccedilatildeo de ferrita (2θ) 1562ordm
Acircngulos Ψ 0ordm 21ordm 30ordm 38ordm 45ordm
Tempo de exposiccedilatildeo ao Raio-X 45s para cada acircngulo Ψ
FONTE DE ALTA TENSAtildeO
AMOSTRA SOFTWARE
TUBO DE Crκα
GONIOcircMETRO
31
Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial
A rugosidade superficial das amostras foi medida com o rugosiacutemetro da Taylor
Hobson Precision Surtronic 25 (Figura 21) As mediccedilotildees foram feitas em pontos distintos da
amostra no sentido longitudinal procurando obter o resultado que melhor representasse a
rugosidade real das amostras Foram realizadas 7 medidas em cada amostra
O paracircmetro adotado foi a rugosidade meacutedia (Ra) na qual o comprimento de mediccedilatildeo
foi de L= 400 e o de amostragem igual a La = 08mm O raio da ponta do apalpador eacute de
5microm conferindo ao equipamento uma resoluccedilatildeo de 001microm com precisatildeo de 2 do valor
medido
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson
32
Capiacutetulo 4
Resultados e discussotildees
As anaacutelises inicias foram com base nos valores de tensatildeo residuais (TR) sendo as
medidas realizadas apoacutes a preparaccedilatildeo das amostras mas devido a heterogeneidade
apresentada pelas mesmas foi realizado um TTAT Apoacutes o tratamento teacutermico obteve-se uma
meacutedia de -144 MPa nas tensotildees residuais longitudinais (L) e de -142 MPa na direccedilatildeo
circunferencial (C) com erro de aproximadamente 15 MPa Apoacutes a usinagem principal as
tensotildees residuais foram medidas novamente e a Tabela 7 apresenta os valores obtidos em
todas as amostras
Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem
Condiccedilatildeo Amostra Tensatildeo Residual [MPa]
Longitudinal (L) Circunferencial (C)
1 2D -183 plusmn 20 435 plusmn 31
2C 67 plusmn 1 550 plusmn 16
2 2B -162 plusmn 33 498 plusmn 0
2A 179 plusmn 25 508 plusmn 101
3 1D -260 plusmn 75 291 plusmn 41
1C -90 plusmn 0 405 plusmn 33
4 1B 97 plusmn 23 369 plusmn 1
1A 125 plusmn 6 262 plusmn 8
A Figura 22 mostra os valores das tensotildees residual nas direccedilotildees circunferencial e longitudinal
respectivamente Com base nos graacuteficos nota-se que o comportamento das TR
circunferenciais eacute homogecircneo e coerente com a literatura [33] onde com valores maiores de
velocidade de corte tem-se uma diminuiccedilatildeo na magnitude das tensotildees trativas Entretanto na
longitudinal haacute muita heterogeneidade nos valores o que torna difiacutecil a anaacutelise dos resultados
nesta direccedilatildeo
33
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Longitudinal
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
1 2 3 4Condiccedilotildees
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Condiccedilotildees
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial
A Tabela 8 apresenta a meacutedia das tensotildees para cada condiccedilatildeo tanto na direccedilatildeo
longitudinal quanto na transversal a fim de analisar a influecircncia de cada paracircmetro nas
tensotildees residuais gerados no torneamento Conforme valores apresentados as tensotildees
superficiais circunferenciais encontram-se no estado de traccedilatildeo enquanto as tensotildees na direccedilatildeo
longitudinal apresentam um misto de compressatildeo e traccedilatildeo
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual
Condiccedilatildeo Tensotildees residuais (MPa)
C L
1 4925 plusmn 5 -58 plusmn 3
2 503 plusmn 7 85 plusmn 5
3 348 plusmn 6 -175 plusmn 6
4 3155 plusmn 2 111 plusmn 4
34
Avaliando o graacutefico da Figura 23 eacute possiacutevel observar uma clara reduccedilatildeo nos valores
das tensotildees quando passamos do regime de velocidade de 500mmin (condiccedilotildees 1 e 2) para o
de 600mmin (condiccedilotildees 3 e 4) Isto sugere que a tendecircncia da tensatildeo residual eacute reduzir seu
valor com o aumento da velocidade de corte conforme previsto na literatura [33] para
condiccedilotildees de transiccedilatildeo baixa-alta velocidade de corte Este comportamento sugere que a
condiccedilatildeo um e dois encontram-se no limiar do regime de altas velocidades
Com relaccedilatildeo ao efeito da profundidade nota-se que o comportamento das tensotildees
residuais eacute resultado da combinaccedilatildeo entre profundidade e velocidade Quando se tem
velocidades de corte maior o aumento da profundidade tende a diminuir os valores das
tensotildees ou seja aumenta o efeito da deformaccedilatildeo plaacutestica sobre o gradiente teacutermico o que natildeo
eacute evidente para velocidades menores
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Profundidade
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial
Na direccedilatildeo longitudinal (Figura 24) percebe-se uma amplificaccedilatildeo do efeito da
profundidade de corte na tensatildeo residual com o aumento da velocidade de corte Para as
amostras que foram submetidas agrave maior velocidade de corte ocorreu um aumento expressivo
da diferenccedila dos valores de tensotildees residuais encontrados em funccedilatildeo de uma mesma
profundidade de corte utilizada Contudo considerando o desvio padratildeo entre as medidas natildeo
35
se pode concluir qual a tendecircncia das TR na direccedilatildeo longitudinal com essa quantidade de
amostras pois haacute muita heterogeneidade nas medidas
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
LongitudinalT
ensatilde
o R
esid
ual (
MP
a)
Profundidade
Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal
Com relaccedilatildeo agrave rugosidade a literatura [10] descreve que com o aumento da velocidade
de corte ocorre uma diminuiccedilatildeo dos valores meacutedios de rugosidade enquanto que o aumento
da profundidade de corte acarreta em valores maiores de rugosidade apesar deste uacuteltimo natildeo
impactar tanto nos resultados Analisando os valores de rugosidade apresentados na Figura 25
em conjunto com a Figura 26 nota-se que os menores valores meacutedios de rugosidade foram
obtidos para os maiores valores de velocidade de corte (condiccedilotildees 3 e 4) Contudo tambeacutem
fica claro que existe uma inconsistecircncia dos valores apresentados na condiccedilatildeo dois O valor
esperado para esta condiccedilatildeo era seguir a tendecircncia das condiccedilotildees trecircs e quatro ou seja o valor
meacutedio de rugosidade da condiccedilatildeo dois deveria ser da mesma magnitude do valor da condiccedilatildeo
um poreacutem superior assim como o da condiccedilatildeo quatro eacute maior do que o da condiccedilatildeo trecircs
36
01 0223
24
25
26
27
28
29
30Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Profundidade
Vc = 500 [mmin] Vc = 600 [mmin]
Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade
1 2 3 423
24
25
26
27
28
29
30 Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Condiccedilatildeo
Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial
Analisando a Figura 27 eacute perceptiacutevel que o aumento da profundidade de corte
ocasionou resultados com tensotildees longitudinais de natureza trativa Isso pode ser relacionado
37
com um possiacutevel fator teacutermico imposto pela maior profundidade de corte sendo mais
evidente com maiores valores de velocidade de corte Entretanto quando se compara tensotildees
residuais com rugosidade novamente natildeo haacute como chegar a conclusotildees
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
1 2 3 4
Longitudinal
Condiccedilotildees
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
24
26
28
30
Rug
osid
ade
(μm
)
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
15
Figura 8 Graacutefico de temperatura x Tempo de corte para ferramentas sem revestimento [24
Modificado] [24]
Akbar et al (2008) [25] fizeram uma anaacutelise experimental da particcedilatildeo teacutermica no
torneamento a seco do accedilo AISI 4140 aplicando diferentes velocidades de corte incluindo
velocidades convencionais e altas velocidades de torneamento (100 197 314 395 565 628
785 e 880 mmin) O avanccedilo e a profundidade de corte foram mantidos constantes (01
mmrev e 25mm respectivamente) e o comprimento cortado foi limitado a 5mm para
minimizar a variaccedilatildeo que o desgaste da ferramenta poderia trazer Foram usadas duas
ferramentas uma de metal duro sem revestimento e outra com revestimento de TiN
Observou-se uma variaccedilatildeo no comportamento das forccedilas de corte com o aumento da
velocidade corte Variando a velocidade de corte de 100 ateacute 395 mmin a forccedila de corte
diminuiacutea Entretanto na faixa de 395 e 565 mmin essa forccedila cresce junto com a elevaccedilatildeo da
velocidade Em seguida a forccedila torna a diminuir na regiatildeo de altas velocidades acima de 565
mmin
Neste mesmo trabalho revelou-se que para as ferramentas revestidas com TiN as
forccedilas de corte diminuiacuteram gradativamente quando a velocidade aumentava (de 100 ateacute 880
mmin) A medidas experimentais de forccedila de corte e de avanccedilo foram maiores para as
ferramentas natildeo-revestidas em todas as velocidades estudadas Relata-se que este fenocircmeno
pode ser decorrente da reduccedilatildeo da fricccedilatildeo e da adesatildeo com a peccedila que o revestimento de TiN
proporciona A forccedila de avanccedilo tambeacutem reduziu gradualmente com o aumento da velocidade
de corte em todos os testes tanto para as ferramentas com revestimento ou sem
16
23 ndash Tensotildees Residuais
Matsumoto et al (1986) [26] definiram tensatildeo residual como a tensatildeo que permanece
no componente apoacutes a solicitaccedilatildeo termomecacircnica agrave qual foi submetido Sua presenccedila pode ser
uacutetil ou deleteacuteria dependendo da sua natureza trativa ou compressiva e magnitude alta ou
baixa A classificaccedilatildeo atual dos tipos de tensotildees residuais eacute definida quanto a sua abrangecircncia
podendo ser classificadas como Tensotildees Macroscoacutepicas tambeacutem referenciada como Tipo I
Tensotildees Microscoacutepicas chamadas de Tipo II e Tensotildees submicroscoacutepicas ou Tipo III [27]
bull Tensotildees residuais do tipo I Satildeo tensotildees a niacuteveis macroscoacutepicos em uma escala
maior que o tamanho de gratildeo do material
bull Tensotildees residuais do tipo II Satildeo tensotildees microscoacutepicas que variam dentro da
escala de um gratildeo individual Tais tensotildees satildeo esperadas natildeo somente em
materiais com muacuteltiplas microestruturas mas inclusive em materiais que
possuem uma microestrutura uacutenica devido a anisotropia e o comportamento de
cada gratildeo
bull Tensotildees residuais do tipo III Tambeacutem satildeo tensotildees microscoacutepicas poreacutem esta
existe dentro do gratildeo Por isso muitas vezes satildeo chamadas de submicroscoacutepicas
Satildeo essencialmente resultado da presenccedila de descontinuidades e outros defeitos
da estrutura cristalina do material Normalmente vem acompanhada da Tensatildeo
de Tipo II
Na Figura 9 eacute apresentado um diagrama esquemaacutetico que mostra os 3 tipos de tensatildeo
residual (120590119868 120590119868119868 119890 120590119868119868119868) [27]
17
Figura 9 Desenho esquemaacutetico dos tipos de tensatildeo residual [27]
A anaacutelise das tensotildees residuais presentes nos componentes mecacircnicos bem como a
compreensatildeo do comportamento das propriedades mecacircnicas dos materiais quando sujeitos a
campos de tensotildees originados nos processos usinagem eacute de grande importacircncia para diversas
aacutereas Estaacute bem estabelecido que a presenccedila de tensotildees residuais compressivas na superfiacutecie
do material aumenta a sobrevida em fadiga pois a compressatildeo dificulta a nucleaccedilatildeo eou a
propagaccedilatildeo de trincas [28] Em contrapartida tensotildees trativas podem se somar agraves tensotildees de
trabalho mesmo no regime elaacutestico podendo levar a ruptura prematura do componente [29]
231 ndash Tensotildees Residuais em usinagem
As tensotildees residuais satildeo desenvolvidas em qualquer processo termomecacircnico sendo
essas tensotildees classificadas de acordo com sua origem em Teacutermica Quiacutemica e Mecacircnica
Entre as trecircs origens as tensotildees de origem teacutermica em um niacutevel macroscoacutepico satildeo
decorrentes de um aquecimento e resfriamento natildeo uniforme advindas de processos como a
usinagem e tratamentos teacutermicos Adicionalmente restriccedilotildees impostas por peccedilas de grande
volume podem levar ao desenvolvimento de tensotildees elevadas magnitudes devido ao
gradiente teacutermico entre a superfiacutecie e o nuacutecleo da peccedila Um exemplo eacute o processo de tempera
de um accedilo que leva a tensotildees compressivas na superfiacutecie balanceadas com tensotildees trativas no
centro do componente [27]
Tensotildees de origem quiacutemica se desenvolvem devido a mudanccedilas de volume associadas
com reaccedilotildees quiacutemicas precipitaccedilatildeo e transformaccedilatildeo de fase Tratamento quiacutemicos
18
superficiais e revestimento de materiais levam a um gradiente de tensatildeo residual de elevada
magnitude nas camadas superficiais [27] Como exemplo cita-se a nitretaccedilatildeo que tende a gerar
tensotildees compressivas na regiatildeo de difusatildeo por causa da expansatildeo estrutural e precipitaccedilatildeo de
nitretos [30]
O escoamento plaacutestico natildeo homogecircneo tambeacutem resulta em campos de tensatildeo residual
neste caso de origem mecacircnica Essas tensotildees podem se desenvolver de forma natural durante
o processo de fabricaccedilatildeo ou tratamento teacutermico dos materiais podendo ser tambeacutem
introduzidas de forma deliberada para o desenvolvimento de um perfil especiacutefico de tensatildeo
[27] Seja qual for o processo de usinagem de materiais metaacutelicos iraacute causar tensotildees residuais
que podem alcanccedilar valores proacuteximos ao limite de escoamento do material e influenciar na
vida em serviccedilo de componentes mecacircnicos Portanto definir o processo adequado para cada
aplicaccedilatildeo requer a previsatildeo de quatildeo elevada seraacute a tensatildeo residual gerada em funccedilatildeo dos
paracircmetros envolvidos no do processo utilizado [31]
Pesquisadores concordam que as tensotildees residuais de um componente satildeo um
conjunto das trecircs fontes de tensatildeo residual Muito dificilmente um componente soacute teraacute sido
submetido agrave processos que soacute resultem de uma soacute fonte de tensatildeo residual Especificamente
na usinagem os paracircmetros de corte utilizados na usinagem como velocidade de corte
velocidade de avanccedilo profundidade de corte aleacutem do estado da ferramenta e tipo de
lubrificaccedilatildeo empregadas podem levar a uma variaccedilatildeo significativa da taxa de produccedilatildeo e
tambeacutem nas tensotildees residuais presentes no componente usinado [32] Em geral o consenso eacute
de que na usinagem se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser compressivas
enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [14] Contudo Matsumoto et
al (1986) [26] afirmam que em funccedilatildeo da dureza do material a usinagem pode promover
tensotildees residuais de compressatildeo ou de traccedilatildeo Por exemplo para os accedilos de baixa dureza a
tensatildeo residual eacute trativa e para os accedilos com elevada dureza a tensatildeo residual eacute compressiva
232 ndash Tensotildees Residuais em torneamento
O estudo sobre tensotildees residuais em usinagem em particular no torneamento
aumentou nos uacuteltimos anos A necessidade de ganhar produtividade leva os setores de
usinagem a empregar paracircmetros de corte cada vez mais severos o que tende a mudar
19
significativamente o estado das tensotildees residuais principalmente as superficiais nos
componentes usinados
Capello et al (2004) [32] fizeram um estudo comparando a influecircncia dos paracircmetros
de corte no torneamento de diferentes materiais nas tensotildees residuais obtidas Nesse trabalho
foi utilizada uma velocidade de corte fixa e quatro paracircmetros distintos profundidade de
corte avanccedilo raio da ponta da ferramenta e acircngulo de entrada para 3 accedilos diferentes Um accedilo
com propriedades mecacircnicas elevadas (39NiCrMo3) o segundo com propriedades
intermediaacuterias (C45 steel) e o terceiro com propriedades baixas (Fe370) Pelos resultados
obtidos foi verificado que os paracircmetros que se expressavam mais nas tensotildees residuais
foram o avanccedilo colocado na maacutequina e o raio da ferramenta Com a elevaccedilatildeo do valor do
avanccedilo e com o aumento do raio da ferramenta as tensotildees geradas resultantes se
pronunciavam com caraacuteter trativo
Garcia et al (2012) [33] realizaram um estudo sobre o efeito dos paracircmetros de corte
na geraccedilatildeo das tensotildees residuais superficiais no torneamento de um accedilo AISI 4340 Como
principais conclusotildees esse trabalho mostrou que com o aumento da velocidade de corte as
tensotildees residuais tendiam a serem menos trativas Contudo as tensotildees residuais tendem a ser
mais trativas com o aumento do avanccedilo possivelmente em virtude do aumento da temperatura
de corte e a rugosidade superficial tambeacutem se elevava Logo a integridade superficial
piorava com o aumento do avanccedilo de corte A Figura 10 mostra as curvas obtidas nas direccedilotildees
de avanccedilo (longitudinal) e direccedilatildeo de corte (circunferencial) onde eacute possiacutevel observar o
comportamento trativo das tensotildees residuais Esses dados indicando que os fatores (teacutermico
deformaccedilatildeo plaacutestica e de transformaccedilatildeo fase) responsaacuteveis pela geraccedilatildeo das tensotildees
superficiais mudam de acordo com o campo da velocidade de corte empregado Neste caso
para velocidades menores o fator mais expressivo eacute a temperatura que gera tensotildees teacutermicas
de traccedilatildeo e para velocidades mais elevadas as tensotildees geradas pela transformaccedilatildeo de fase
eou de deformaccedilatildeo plaacutestica eram as que adquiriam maior importacircncia
20
Figura 10 Tensotildees residuais medidas na direccedilatildeo de longitudinal (a) e na direccedilatildeo
circunferencial (b) [33]
21
233 ndash Tensometria por difraccedilatildeo de Raios-X
Existem diversas teacutecnicas experimentais de se obter os valores de tensatildeo residual
Bordinassi et al (2006) [34] citam que atualmente os dois meacutetodos mais utilizados satildeo o do
furo cego e a tensometria por difraccedilatildeo de raios-X sendo este uacuteltimo o mais utilizado dentre os
dois Martins et al (2004) [35] afirmam tambeacutem que o meacutetodo por difraccedilatildeo de raios-X
apresenta os melhores resultados quando comparado com o meacutetodo micromagneacutetico e
meacutetodo do furo Todas essas teacutecnicas podem ser classificadas de acordo com o niacutevel de dano
introduzido no material em [36]
bull Destrutivas processos que para obtenccedilatildeo das informaccedilotildees de deformaccedilatildeo
necessaacuterias para a anaacutelise das tensotildees residuais comprometem ou
impossibilitam o uso da amostra analisada
bull Natildeo destrutivos natildeo precisam da remoccedilatildeo material e natildeo provocam qualquer
tipo de dano durante a mediccedilatildeo de tensotildees residuais
bull Parcialmente destrutivas alguns autores como Hilson et al (2009) [36]
defendem que existe uma terceira categoria que eacute caracterizada pelo dano na
peccedila poreacutem com possibilidade de utilizaccedilatildeo da amostra como ilustra a Figura
11
Figura 11 Classificaccedilatildeo dos processos de mediccedilatildeo de tensotildees residuais [37]
22
Aleacutem dos danos causados no material outros fatores devem ser levados em
consideraccedilatildeo ao escolher a teacutecnica adequada Satildeo eles [27]
bull Fatores relativos a praticidade custo e disponibilidade do equipamento
portabilidade velocidade de mediccedilatildeo existecircncia de procedimento padronizado e
niacutevel de habilidade requerida do operador
bull Fatores relativo ao material classe do material que pode ser analisado por uma
teacutecnica particular preparaccedilatildeo preacutevia da superfiacutecie e necessidade de propriedades
especiacuteficas
bull Fatores relativos a mediccedilatildeo resoluccedilatildeo penetraccedilatildeo tipo de tensatildeo detectada
gradiente de tensatildeo incerteza e aacuterea ou volume de anaacutelise
A maioria das teacutecnicas existentes satildeo capazes de medir tensotildees residuais do tipo I
Poreacutem somente algumas como difraccedilatildeo de raios-X possuem a resoluccedilatildeo necessaacuteria para
medir tensotildees residuais de tipo II E mesmo com bons niacuteveis de resoluccedilatildeo as incertezas das
mediccedilotildees podem ser elevadas chegando a 30 do valor medido [27] Um resumo desses
fatores estaacute descrito na Tabela 4
Tabela 4 Teacutecnicas e caracteriacutesticas para determinaccedilatildeo da tensatildeo residual [27 Modificado] [27]
Teacutecnica Velocidade Penetraccedilatildeo Aacuterea de anaacutelise
Resoluccedilatildeo Tipo de Tensatildeo
Furos Cego
Raacutepida Meacutedia
Igual ao tamanho do furo
1-2 mm diacircmetro
50 -100 microm I
Difraccedilatildeo de Raio-X
Raacutepida Meacutedia
Ateacute 1 mm 01 ndash 1 mmsup2 20 microm I e II
Ultrassom Raacutepida gt100 mm 1-400 mmsup2 1 mm I
Magneacutetica Raacutepida 20 a 300 microm gt2 mmsup2 5 mm I
A teacutecnica utilizada nos procedimentos experimentais deste trabalho foi a de difraccedilatildeo
de Raios X Atraveacutes desta teacutecnica a deformaccedilatildeo causada na superfiacutecie eacute obtida pela razatildeo da
variaccedilatildeo da distacircncia interplanar pela distacircncia livre de deformaccedilatildeo Como pode ser
observado na Figura 12 o paracircmetro chamado de distacircncia interplanar eacute representado pela
letra ldquodrdquo Esta distacircncia eacute entatildeo convertida em tensatildeo segundo equaccedilotildees derivadas da teoria
da elasticidade [38] ou seja a variaccedilatildeo da distacircncia entre planos cristalinos induzida pela
presenccedila de tensotildees eacute medida com base na lei de Bragg e as tensotildees satildeo calculadas
23
assumindo-se que a distorccedilatildeo ocorre no regime elaacutestico Desta forma somente a parte elaacutestica
do campo de deformaccedilotildees eacute medida uma vez que a deformaccedilatildeo plaacutestica natildeo afeta os
paracircmetros cristalinos Como dito anteriormente esta eacute uma teacutecnica natildeo destrutiva e como a
maioria das teacutecnicas natildeo destrutivas eacute limitada agraves camadas superficiais na ordem de 10 microm
[35]
Figura 12 Difraccedilatildeo de raios-X em cristais simples carregados e descarregados [39]
Bragg descreve a difraccedilatildeo de raios X no estado inicial natildeo deformado como uma
reflexatildeo segundo alguns planos cristalinos Estes planos possuem uma distacircncia ldquodrdquo chamada
de distacircncia interplanar Um feixe paralelo de raios-X de comprimento de onda λ que incide
na superfiacutecie deste material com um acircngulo de incidecircncia θ iraacute sofrer uma difraccedilatildeo sob o
mesmo acircngulo θ desde que a equaccedilatildeo de Bragg seja satisfeita (equaccedilatildeo 31)
119899 = 2119889 ∙ 119904119890119899120579 (31)
24
Entatildeo ao utilizar um feixe de raios-X monocromaacuteticos (λ = constante) o valor do
acircngulo θ referente a uma intensidade maacutexima de difraccedilatildeo depende somente da distacircncia
interplanar ldquodrdquo
A derivada da expressatildeo de Bragg indica que
∆119889
119889+
119888119900119904120579
119904119890119899120579∙ ∆120579 = 0 (32)
120576 = minus∆120579 ∙ cot 119892120579 (33)
∆120579 = 120579119888119900119898 119905119890119899119904atilde119900 minus 120579119904119890119898 119905119890119899119904atilde119900 (34)
Medindo ∆120579 pode-se calcular a deformaccedilatildeo e consequentemente a respectiva tensatildeo
residual Vaacuterios meacutetodos satildeo propostos para determinaccedilatildeo das deformaccedilotildees segundo a
difraccedilatildeo de raiosndashX [39] [40] Poreacutem no escopo deste trabalho seraacute tratado somente o meacutetodo
do sensup2 Segundo Bordinassi et al (2006) [34] este meacutetodo tem sua maior aplicabilidade
quando se busca maior exatidatildeo nas medidas cujas amostras possuem um certo grau de
textura Este meacutetodo nada mais eacute que a adequaccedilatildeo da Equaccedilatildeo 33 utilizando coordenadas
polares (Figura 13) ao estado real de tensotildees que resulta em
120576(120593) = cot 119892120579 ∙ (120579120593 minus 120579119900) (35)
Figura 13 Sistema de coordenadas polares [41 Modificado] [41]
Sabendo que
25
120576120593 = (1205901 ∙ 1198881199001199042120593 + 1205902 ∙ 1199041198901198992120593)1199041198901198992 minus 120583(1205901 + 1205902 + 1205903)
119864 (36)
Mantendo o acircngulo 120593 fixo e determinando a diferenccedila entre as deformaccedilotildees em duas
direccedilotildees distintas atraveacutes do acircngulo obtemos
120576(1205932) minus 120576(1205931) = cot 119892120579119900 ∙ (1205791205932minus 1205791205931
) (37)
Reescrevendo o primeiro termo da equaccedilatildeo 36 em funccedilatildeo da diferenccedila de deformaccedilatildeo
entre duas direccedilotildees diferentes temos
120576(1205932) minus 120576(1205931) =(1 + 120583) ∙ 120590120593 ∙ (11990411989011989922 minus 11990411989011989921)
119864 (38)
Substituindo o primeiro membro da Equaccedilatildeo 38 pelo segundo membro da equaccedilatildeo 37
obteacutem-se a equaccedilatildeo utilizada na mediccedilatildeo de tensotildees residuais
120590120593 =119864
(1 + 120583)∙ cot 119892120579119900 ∙
(1205791205932minus 1205791205931
)
(11990411989011989922 minus 11990411989011989921) (38)
O graacutefico da Figura 14 eacute obtido pela plotagem das variaccedilotildees dos acircngulos de difraccedilatildeo
2θ com as variaccedilotildees dos acircngulos de incidecircncia dos raios-X Podemos observar a partir da
equaccedilatildeo 38 que a tensatildeo residual eacute diretamente proporcional agrave derivada de 2θ em funccedilatildeo de
sensup2ψ
Figura 14 Estado de tensatildeo do material em funccedilatildeo do declive da curva 2θ x sensup2ψ [41]
26
Capiacutetulo 3
Materiais e Meacutetodos
A realizaccedilatildeo do procedimento experimental teve algumas fases dentre as quais pode-
se citar a preparaccedilatildeo das amostras torneamento em alta velocidade mediccedilatildeo das tensotildees
residuais superficiais por difraccedilatildeo de raios-x e anaacutelise dos resultados Os itens subsequentes
descrevem em detalhes todos os meacutetodos equipamentos e procedimentos utilizados neste
trabalho
31 ndash Material
O material utilizado na confecccedilatildeo das amostras foi o accedilo SAE 4140 cuja a dureza
medida foi de aproximadamente 15 HRc Este accedilo foi adquirido em barras de duas polegadas
de diacircmetro por 120 mm de comprimento e em cada barra foi confeccionado 4 amostras
conforme a Figura 15
Figura 15 Representaccedilatildeo esquemaacutetica das amostras
27
32 ndash Preparaccedilatildeo das amostras
A amostra foi usinada no torno mecacircnico convencional do Laboratoacuterio de Pesquisa em
Usinagem (LABUS) do Centro Federal de Ensino Tecnoloacutegico Celso Suckow da Fonseca
(CEFET ndash RJ Maracanatilde) conforme a Figura 16 Na operaccedilatildeo foi utilizado fluido de corte
para tentar amenizar a influecircncia desta usinagem no resultado final
Figura 16 Torno utilizado na preparaccedilatildeo da amostra
A partir dos resultados obtidos das tensotildees residuais apoacutes a usinagem no torno
convencional constatou-se que as medidas foram muito aleatoacuterias devido ao desgaste da
ferramenta utilizada e entatildeo optou-se por realizar um tratamento teacutermico de aliacutevio de tensotildees
(TTAT) para evitar que os resultados da usinagem principal fossem influenciados pela
operaccedilatildeo anterior As amostras foram aquecidas agrave uma taxa de aproximadamente 175 ordmC
min Apoacutes atingida e estabilizada a temperatura de 600degC a amostra permaneceu nesta
condiccedilatildeo por 2 horas sendo posteriormente resfriada no forno Os valores das tensotildees foram
medidos novamente apoacutes o tratamento
28
33 ndash Torneamento em Alta Velocidade
O torno utilizado nas operaccedilotildees em alta velocidade foi o centro de torneamento Romi
modelo Centur 30D conforme apresenta a Figura 17 capaz de operar em uma faixa em
velocidades entre 4 a 4000 rpm e com potecircncia de 10 CV
Figura 17 CNC Romi Centur 30D
De acordo com as caracteriacutesticas do torno foram escolhidos os paracircmetros mostrados
na Tabela 5 que podem se enquadrar no regime de torneamento em alta velocidade A
profundidade de corte (ap) tambeacutem foi modificada entre as condiccedilotildees [33] Entatildeo o
torneamento das amostras foi fundamentado em um experimento fatorial de quatro
combinaccedilotildees sendo duas repeticcedilotildees para cada combinaccedilatildeo Foi usado um avanccedilo (a)
constante para todas as condiccedilotildees de 02 mmrot A programaccedilatildeo utilizada pode ser
encontrada no Anexo A
Tabela 5 Tabela das Condiccedilotildees
Condiccedilatildeo A B Vc [mmin] ap [mm]
1 -1 -1 500 01
2 -1 1 500 02
3 1 -1 600 01
4 1 1 600 02
29
Onde
Fatores A Velocidade de Corte (Niacuteveis 119881minus1 = 500 119898119898119894119899 e 119881+1 = 600 119898119898119894119899)
B Profundidade de Corte (Niacuteveis 119865minus1 = 01 119898119898 ou 119865+1 = 02 119898119898)
Tratamentos
119881minus1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 02 mm
119881minus1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 02 mm
Unidade
Experimental Mega Pascal
As ferramentas utilizadas foram os insertos VBMT 160408-PM4325 da Sandvik com
geometria mostrada na Figura 18 Para cada condiccedilatildeo foi utilizado um soacute gume de corte para
garantir a uniformidade da aresta de corte e evitar que o desgaste da ferramenta influenciasse
nos resultados finais A Tabela 6 fornece as principais caracteriacutesticas do inserto
Figura 18 Insertos utilizados no torneamento
Tabela 6 Propriedades do inserto
Tamanho Efetivo da aresta de corte (LE) 15806 mm
Diacircmetro ciacuterculo inscrito (IC) 9525 mm
Raio da ponta (RE) 0794 mm
Espessura (S) 4763 mm
30
34 ndash Mediccedilatildeo das tensotildees residuais
As mediccedilotildees de tensotildees residuais foram realizadas no Laboratoacuterio de Anaacutelise de
Tensotildees (LAT) do Departamento de Engenharia Mecacircnica da Universidade Federal
Fluminense (UFF) A teacutecnica adotada foi a de tensometria por difraccedilatildeo de raios-X utilizando-
se o equipamento de anaacutelise de tensotildees da Stressrad (Figura 19)
Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra
As amostras foram medidas em duas direccedilotildees longitudinal (L) e circunferencial copy
conforme detalha a Figura 20 Os seguintes paracircmetros foram adotados
Radiaccedilatildeo Crκα (λ=22809Å) difratando o plano cristalograacutefico (211) da ferrita
Acircngulo de difraccedilatildeo de ferrita (2θ) 1562ordm
Acircngulos Ψ 0ordm 21ordm 30ordm 38ordm 45ordm
Tempo de exposiccedilatildeo ao Raio-X 45s para cada acircngulo Ψ
FONTE DE ALTA TENSAtildeO
AMOSTRA SOFTWARE
TUBO DE Crκα
GONIOcircMETRO
31
Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial
A rugosidade superficial das amostras foi medida com o rugosiacutemetro da Taylor
Hobson Precision Surtronic 25 (Figura 21) As mediccedilotildees foram feitas em pontos distintos da
amostra no sentido longitudinal procurando obter o resultado que melhor representasse a
rugosidade real das amostras Foram realizadas 7 medidas em cada amostra
O paracircmetro adotado foi a rugosidade meacutedia (Ra) na qual o comprimento de mediccedilatildeo
foi de L= 400 e o de amostragem igual a La = 08mm O raio da ponta do apalpador eacute de
5microm conferindo ao equipamento uma resoluccedilatildeo de 001microm com precisatildeo de 2 do valor
medido
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson
32
Capiacutetulo 4
Resultados e discussotildees
As anaacutelises inicias foram com base nos valores de tensatildeo residuais (TR) sendo as
medidas realizadas apoacutes a preparaccedilatildeo das amostras mas devido a heterogeneidade
apresentada pelas mesmas foi realizado um TTAT Apoacutes o tratamento teacutermico obteve-se uma
meacutedia de -144 MPa nas tensotildees residuais longitudinais (L) e de -142 MPa na direccedilatildeo
circunferencial (C) com erro de aproximadamente 15 MPa Apoacutes a usinagem principal as
tensotildees residuais foram medidas novamente e a Tabela 7 apresenta os valores obtidos em
todas as amostras
Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem
Condiccedilatildeo Amostra Tensatildeo Residual [MPa]
Longitudinal (L) Circunferencial (C)
1 2D -183 plusmn 20 435 plusmn 31
2C 67 plusmn 1 550 plusmn 16
2 2B -162 plusmn 33 498 plusmn 0
2A 179 plusmn 25 508 plusmn 101
3 1D -260 plusmn 75 291 plusmn 41
1C -90 plusmn 0 405 plusmn 33
4 1B 97 plusmn 23 369 plusmn 1
1A 125 plusmn 6 262 plusmn 8
A Figura 22 mostra os valores das tensotildees residual nas direccedilotildees circunferencial e longitudinal
respectivamente Com base nos graacuteficos nota-se que o comportamento das TR
circunferenciais eacute homogecircneo e coerente com a literatura [33] onde com valores maiores de
velocidade de corte tem-se uma diminuiccedilatildeo na magnitude das tensotildees trativas Entretanto na
longitudinal haacute muita heterogeneidade nos valores o que torna difiacutecil a anaacutelise dos resultados
nesta direccedilatildeo
33
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Longitudinal
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
1 2 3 4Condiccedilotildees
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Condiccedilotildees
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial
A Tabela 8 apresenta a meacutedia das tensotildees para cada condiccedilatildeo tanto na direccedilatildeo
longitudinal quanto na transversal a fim de analisar a influecircncia de cada paracircmetro nas
tensotildees residuais gerados no torneamento Conforme valores apresentados as tensotildees
superficiais circunferenciais encontram-se no estado de traccedilatildeo enquanto as tensotildees na direccedilatildeo
longitudinal apresentam um misto de compressatildeo e traccedilatildeo
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual
Condiccedilatildeo Tensotildees residuais (MPa)
C L
1 4925 plusmn 5 -58 plusmn 3
2 503 plusmn 7 85 plusmn 5
3 348 plusmn 6 -175 plusmn 6
4 3155 plusmn 2 111 plusmn 4
34
Avaliando o graacutefico da Figura 23 eacute possiacutevel observar uma clara reduccedilatildeo nos valores
das tensotildees quando passamos do regime de velocidade de 500mmin (condiccedilotildees 1 e 2) para o
de 600mmin (condiccedilotildees 3 e 4) Isto sugere que a tendecircncia da tensatildeo residual eacute reduzir seu
valor com o aumento da velocidade de corte conforme previsto na literatura [33] para
condiccedilotildees de transiccedilatildeo baixa-alta velocidade de corte Este comportamento sugere que a
condiccedilatildeo um e dois encontram-se no limiar do regime de altas velocidades
Com relaccedilatildeo ao efeito da profundidade nota-se que o comportamento das tensotildees
residuais eacute resultado da combinaccedilatildeo entre profundidade e velocidade Quando se tem
velocidades de corte maior o aumento da profundidade tende a diminuir os valores das
tensotildees ou seja aumenta o efeito da deformaccedilatildeo plaacutestica sobre o gradiente teacutermico o que natildeo
eacute evidente para velocidades menores
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Profundidade
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial
Na direccedilatildeo longitudinal (Figura 24) percebe-se uma amplificaccedilatildeo do efeito da
profundidade de corte na tensatildeo residual com o aumento da velocidade de corte Para as
amostras que foram submetidas agrave maior velocidade de corte ocorreu um aumento expressivo
da diferenccedila dos valores de tensotildees residuais encontrados em funccedilatildeo de uma mesma
profundidade de corte utilizada Contudo considerando o desvio padratildeo entre as medidas natildeo
35
se pode concluir qual a tendecircncia das TR na direccedilatildeo longitudinal com essa quantidade de
amostras pois haacute muita heterogeneidade nas medidas
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
LongitudinalT
ensatilde
o R
esid
ual (
MP
a)
Profundidade
Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal
Com relaccedilatildeo agrave rugosidade a literatura [10] descreve que com o aumento da velocidade
de corte ocorre uma diminuiccedilatildeo dos valores meacutedios de rugosidade enquanto que o aumento
da profundidade de corte acarreta em valores maiores de rugosidade apesar deste uacuteltimo natildeo
impactar tanto nos resultados Analisando os valores de rugosidade apresentados na Figura 25
em conjunto com a Figura 26 nota-se que os menores valores meacutedios de rugosidade foram
obtidos para os maiores valores de velocidade de corte (condiccedilotildees 3 e 4) Contudo tambeacutem
fica claro que existe uma inconsistecircncia dos valores apresentados na condiccedilatildeo dois O valor
esperado para esta condiccedilatildeo era seguir a tendecircncia das condiccedilotildees trecircs e quatro ou seja o valor
meacutedio de rugosidade da condiccedilatildeo dois deveria ser da mesma magnitude do valor da condiccedilatildeo
um poreacutem superior assim como o da condiccedilatildeo quatro eacute maior do que o da condiccedilatildeo trecircs
36
01 0223
24
25
26
27
28
29
30Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Profundidade
Vc = 500 [mmin] Vc = 600 [mmin]
Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade
1 2 3 423
24
25
26
27
28
29
30 Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Condiccedilatildeo
Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial
Analisando a Figura 27 eacute perceptiacutevel que o aumento da profundidade de corte
ocasionou resultados com tensotildees longitudinais de natureza trativa Isso pode ser relacionado
37
com um possiacutevel fator teacutermico imposto pela maior profundidade de corte sendo mais
evidente com maiores valores de velocidade de corte Entretanto quando se compara tensotildees
residuais com rugosidade novamente natildeo haacute como chegar a conclusotildees
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
1 2 3 4
Longitudinal
Condiccedilotildees
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
24
26
28
30
Rug
osid
ade
(μm
)
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
16
23 ndash Tensotildees Residuais
Matsumoto et al (1986) [26] definiram tensatildeo residual como a tensatildeo que permanece
no componente apoacutes a solicitaccedilatildeo termomecacircnica agrave qual foi submetido Sua presenccedila pode ser
uacutetil ou deleteacuteria dependendo da sua natureza trativa ou compressiva e magnitude alta ou
baixa A classificaccedilatildeo atual dos tipos de tensotildees residuais eacute definida quanto a sua abrangecircncia
podendo ser classificadas como Tensotildees Macroscoacutepicas tambeacutem referenciada como Tipo I
Tensotildees Microscoacutepicas chamadas de Tipo II e Tensotildees submicroscoacutepicas ou Tipo III [27]
bull Tensotildees residuais do tipo I Satildeo tensotildees a niacuteveis macroscoacutepicos em uma escala
maior que o tamanho de gratildeo do material
bull Tensotildees residuais do tipo II Satildeo tensotildees microscoacutepicas que variam dentro da
escala de um gratildeo individual Tais tensotildees satildeo esperadas natildeo somente em
materiais com muacuteltiplas microestruturas mas inclusive em materiais que
possuem uma microestrutura uacutenica devido a anisotropia e o comportamento de
cada gratildeo
bull Tensotildees residuais do tipo III Tambeacutem satildeo tensotildees microscoacutepicas poreacutem esta
existe dentro do gratildeo Por isso muitas vezes satildeo chamadas de submicroscoacutepicas
Satildeo essencialmente resultado da presenccedila de descontinuidades e outros defeitos
da estrutura cristalina do material Normalmente vem acompanhada da Tensatildeo
de Tipo II
Na Figura 9 eacute apresentado um diagrama esquemaacutetico que mostra os 3 tipos de tensatildeo
residual (120590119868 120590119868119868 119890 120590119868119868119868) [27]
17
Figura 9 Desenho esquemaacutetico dos tipos de tensatildeo residual [27]
A anaacutelise das tensotildees residuais presentes nos componentes mecacircnicos bem como a
compreensatildeo do comportamento das propriedades mecacircnicas dos materiais quando sujeitos a
campos de tensotildees originados nos processos usinagem eacute de grande importacircncia para diversas
aacutereas Estaacute bem estabelecido que a presenccedila de tensotildees residuais compressivas na superfiacutecie
do material aumenta a sobrevida em fadiga pois a compressatildeo dificulta a nucleaccedilatildeo eou a
propagaccedilatildeo de trincas [28] Em contrapartida tensotildees trativas podem se somar agraves tensotildees de
trabalho mesmo no regime elaacutestico podendo levar a ruptura prematura do componente [29]
231 ndash Tensotildees Residuais em usinagem
As tensotildees residuais satildeo desenvolvidas em qualquer processo termomecacircnico sendo
essas tensotildees classificadas de acordo com sua origem em Teacutermica Quiacutemica e Mecacircnica
Entre as trecircs origens as tensotildees de origem teacutermica em um niacutevel macroscoacutepico satildeo
decorrentes de um aquecimento e resfriamento natildeo uniforme advindas de processos como a
usinagem e tratamentos teacutermicos Adicionalmente restriccedilotildees impostas por peccedilas de grande
volume podem levar ao desenvolvimento de tensotildees elevadas magnitudes devido ao
gradiente teacutermico entre a superfiacutecie e o nuacutecleo da peccedila Um exemplo eacute o processo de tempera
de um accedilo que leva a tensotildees compressivas na superfiacutecie balanceadas com tensotildees trativas no
centro do componente [27]
Tensotildees de origem quiacutemica se desenvolvem devido a mudanccedilas de volume associadas
com reaccedilotildees quiacutemicas precipitaccedilatildeo e transformaccedilatildeo de fase Tratamento quiacutemicos
18
superficiais e revestimento de materiais levam a um gradiente de tensatildeo residual de elevada
magnitude nas camadas superficiais [27] Como exemplo cita-se a nitretaccedilatildeo que tende a gerar
tensotildees compressivas na regiatildeo de difusatildeo por causa da expansatildeo estrutural e precipitaccedilatildeo de
nitretos [30]
O escoamento plaacutestico natildeo homogecircneo tambeacutem resulta em campos de tensatildeo residual
neste caso de origem mecacircnica Essas tensotildees podem se desenvolver de forma natural durante
o processo de fabricaccedilatildeo ou tratamento teacutermico dos materiais podendo ser tambeacutem
introduzidas de forma deliberada para o desenvolvimento de um perfil especiacutefico de tensatildeo
[27] Seja qual for o processo de usinagem de materiais metaacutelicos iraacute causar tensotildees residuais
que podem alcanccedilar valores proacuteximos ao limite de escoamento do material e influenciar na
vida em serviccedilo de componentes mecacircnicos Portanto definir o processo adequado para cada
aplicaccedilatildeo requer a previsatildeo de quatildeo elevada seraacute a tensatildeo residual gerada em funccedilatildeo dos
paracircmetros envolvidos no do processo utilizado [31]
Pesquisadores concordam que as tensotildees residuais de um componente satildeo um
conjunto das trecircs fontes de tensatildeo residual Muito dificilmente um componente soacute teraacute sido
submetido agrave processos que soacute resultem de uma soacute fonte de tensatildeo residual Especificamente
na usinagem os paracircmetros de corte utilizados na usinagem como velocidade de corte
velocidade de avanccedilo profundidade de corte aleacutem do estado da ferramenta e tipo de
lubrificaccedilatildeo empregadas podem levar a uma variaccedilatildeo significativa da taxa de produccedilatildeo e
tambeacutem nas tensotildees residuais presentes no componente usinado [32] Em geral o consenso eacute
de que na usinagem se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser compressivas
enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [14] Contudo Matsumoto et
al (1986) [26] afirmam que em funccedilatildeo da dureza do material a usinagem pode promover
tensotildees residuais de compressatildeo ou de traccedilatildeo Por exemplo para os accedilos de baixa dureza a
tensatildeo residual eacute trativa e para os accedilos com elevada dureza a tensatildeo residual eacute compressiva
232 ndash Tensotildees Residuais em torneamento
O estudo sobre tensotildees residuais em usinagem em particular no torneamento
aumentou nos uacuteltimos anos A necessidade de ganhar produtividade leva os setores de
usinagem a empregar paracircmetros de corte cada vez mais severos o que tende a mudar
19
significativamente o estado das tensotildees residuais principalmente as superficiais nos
componentes usinados
Capello et al (2004) [32] fizeram um estudo comparando a influecircncia dos paracircmetros
de corte no torneamento de diferentes materiais nas tensotildees residuais obtidas Nesse trabalho
foi utilizada uma velocidade de corte fixa e quatro paracircmetros distintos profundidade de
corte avanccedilo raio da ponta da ferramenta e acircngulo de entrada para 3 accedilos diferentes Um accedilo
com propriedades mecacircnicas elevadas (39NiCrMo3) o segundo com propriedades
intermediaacuterias (C45 steel) e o terceiro com propriedades baixas (Fe370) Pelos resultados
obtidos foi verificado que os paracircmetros que se expressavam mais nas tensotildees residuais
foram o avanccedilo colocado na maacutequina e o raio da ferramenta Com a elevaccedilatildeo do valor do
avanccedilo e com o aumento do raio da ferramenta as tensotildees geradas resultantes se
pronunciavam com caraacuteter trativo
Garcia et al (2012) [33] realizaram um estudo sobre o efeito dos paracircmetros de corte
na geraccedilatildeo das tensotildees residuais superficiais no torneamento de um accedilo AISI 4340 Como
principais conclusotildees esse trabalho mostrou que com o aumento da velocidade de corte as
tensotildees residuais tendiam a serem menos trativas Contudo as tensotildees residuais tendem a ser
mais trativas com o aumento do avanccedilo possivelmente em virtude do aumento da temperatura
de corte e a rugosidade superficial tambeacutem se elevava Logo a integridade superficial
piorava com o aumento do avanccedilo de corte A Figura 10 mostra as curvas obtidas nas direccedilotildees
de avanccedilo (longitudinal) e direccedilatildeo de corte (circunferencial) onde eacute possiacutevel observar o
comportamento trativo das tensotildees residuais Esses dados indicando que os fatores (teacutermico
deformaccedilatildeo plaacutestica e de transformaccedilatildeo fase) responsaacuteveis pela geraccedilatildeo das tensotildees
superficiais mudam de acordo com o campo da velocidade de corte empregado Neste caso
para velocidades menores o fator mais expressivo eacute a temperatura que gera tensotildees teacutermicas
de traccedilatildeo e para velocidades mais elevadas as tensotildees geradas pela transformaccedilatildeo de fase
eou de deformaccedilatildeo plaacutestica eram as que adquiriam maior importacircncia
20
Figura 10 Tensotildees residuais medidas na direccedilatildeo de longitudinal (a) e na direccedilatildeo
circunferencial (b) [33]
21
233 ndash Tensometria por difraccedilatildeo de Raios-X
Existem diversas teacutecnicas experimentais de se obter os valores de tensatildeo residual
Bordinassi et al (2006) [34] citam que atualmente os dois meacutetodos mais utilizados satildeo o do
furo cego e a tensometria por difraccedilatildeo de raios-X sendo este uacuteltimo o mais utilizado dentre os
dois Martins et al (2004) [35] afirmam tambeacutem que o meacutetodo por difraccedilatildeo de raios-X
apresenta os melhores resultados quando comparado com o meacutetodo micromagneacutetico e
meacutetodo do furo Todas essas teacutecnicas podem ser classificadas de acordo com o niacutevel de dano
introduzido no material em [36]
bull Destrutivas processos que para obtenccedilatildeo das informaccedilotildees de deformaccedilatildeo
necessaacuterias para a anaacutelise das tensotildees residuais comprometem ou
impossibilitam o uso da amostra analisada
bull Natildeo destrutivos natildeo precisam da remoccedilatildeo material e natildeo provocam qualquer
tipo de dano durante a mediccedilatildeo de tensotildees residuais
bull Parcialmente destrutivas alguns autores como Hilson et al (2009) [36]
defendem que existe uma terceira categoria que eacute caracterizada pelo dano na
peccedila poreacutem com possibilidade de utilizaccedilatildeo da amostra como ilustra a Figura
11
Figura 11 Classificaccedilatildeo dos processos de mediccedilatildeo de tensotildees residuais [37]
22
Aleacutem dos danos causados no material outros fatores devem ser levados em
consideraccedilatildeo ao escolher a teacutecnica adequada Satildeo eles [27]
bull Fatores relativos a praticidade custo e disponibilidade do equipamento
portabilidade velocidade de mediccedilatildeo existecircncia de procedimento padronizado e
niacutevel de habilidade requerida do operador
bull Fatores relativo ao material classe do material que pode ser analisado por uma
teacutecnica particular preparaccedilatildeo preacutevia da superfiacutecie e necessidade de propriedades
especiacuteficas
bull Fatores relativos a mediccedilatildeo resoluccedilatildeo penetraccedilatildeo tipo de tensatildeo detectada
gradiente de tensatildeo incerteza e aacuterea ou volume de anaacutelise
A maioria das teacutecnicas existentes satildeo capazes de medir tensotildees residuais do tipo I
Poreacutem somente algumas como difraccedilatildeo de raios-X possuem a resoluccedilatildeo necessaacuteria para
medir tensotildees residuais de tipo II E mesmo com bons niacuteveis de resoluccedilatildeo as incertezas das
mediccedilotildees podem ser elevadas chegando a 30 do valor medido [27] Um resumo desses
fatores estaacute descrito na Tabela 4
Tabela 4 Teacutecnicas e caracteriacutesticas para determinaccedilatildeo da tensatildeo residual [27 Modificado] [27]
Teacutecnica Velocidade Penetraccedilatildeo Aacuterea de anaacutelise
Resoluccedilatildeo Tipo de Tensatildeo
Furos Cego
Raacutepida Meacutedia
Igual ao tamanho do furo
1-2 mm diacircmetro
50 -100 microm I
Difraccedilatildeo de Raio-X
Raacutepida Meacutedia
Ateacute 1 mm 01 ndash 1 mmsup2 20 microm I e II
Ultrassom Raacutepida gt100 mm 1-400 mmsup2 1 mm I
Magneacutetica Raacutepida 20 a 300 microm gt2 mmsup2 5 mm I
A teacutecnica utilizada nos procedimentos experimentais deste trabalho foi a de difraccedilatildeo
de Raios X Atraveacutes desta teacutecnica a deformaccedilatildeo causada na superfiacutecie eacute obtida pela razatildeo da
variaccedilatildeo da distacircncia interplanar pela distacircncia livre de deformaccedilatildeo Como pode ser
observado na Figura 12 o paracircmetro chamado de distacircncia interplanar eacute representado pela
letra ldquodrdquo Esta distacircncia eacute entatildeo convertida em tensatildeo segundo equaccedilotildees derivadas da teoria
da elasticidade [38] ou seja a variaccedilatildeo da distacircncia entre planos cristalinos induzida pela
presenccedila de tensotildees eacute medida com base na lei de Bragg e as tensotildees satildeo calculadas
23
assumindo-se que a distorccedilatildeo ocorre no regime elaacutestico Desta forma somente a parte elaacutestica
do campo de deformaccedilotildees eacute medida uma vez que a deformaccedilatildeo plaacutestica natildeo afeta os
paracircmetros cristalinos Como dito anteriormente esta eacute uma teacutecnica natildeo destrutiva e como a
maioria das teacutecnicas natildeo destrutivas eacute limitada agraves camadas superficiais na ordem de 10 microm
[35]
Figura 12 Difraccedilatildeo de raios-X em cristais simples carregados e descarregados [39]
Bragg descreve a difraccedilatildeo de raios X no estado inicial natildeo deformado como uma
reflexatildeo segundo alguns planos cristalinos Estes planos possuem uma distacircncia ldquodrdquo chamada
de distacircncia interplanar Um feixe paralelo de raios-X de comprimento de onda λ que incide
na superfiacutecie deste material com um acircngulo de incidecircncia θ iraacute sofrer uma difraccedilatildeo sob o
mesmo acircngulo θ desde que a equaccedilatildeo de Bragg seja satisfeita (equaccedilatildeo 31)
119899 = 2119889 ∙ 119904119890119899120579 (31)
24
Entatildeo ao utilizar um feixe de raios-X monocromaacuteticos (λ = constante) o valor do
acircngulo θ referente a uma intensidade maacutexima de difraccedilatildeo depende somente da distacircncia
interplanar ldquodrdquo
A derivada da expressatildeo de Bragg indica que
∆119889
119889+
119888119900119904120579
119904119890119899120579∙ ∆120579 = 0 (32)
120576 = minus∆120579 ∙ cot 119892120579 (33)
∆120579 = 120579119888119900119898 119905119890119899119904atilde119900 minus 120579119904119890119898 119905119890119899119904atilde119900 (34)
Medindo ∆120579 pode-se calcular a deformaccedilatildeo e consequentemente a respectiva tensatildeo
residual Vaacuterios meacutetodos satildeo propostos para determinaccedilatildeo das deformaccedilotildees segundo a
difraccedilatildeo de raiosndashX [39] [40] Poreacutem no escopo deste trabalho seraacute tratado somente o meacutetodo
do sensup2 Segundo Bordinassi et al (2006) [34] este meacutetodo tem sua maior aplicabilidade
quando se busca maior exatidatildeo nas medidas cujas amostras possuem um certo grau de
textura Este meacutetodo nada mais eacute que a adequaccedilatildeo da Equaccedilatildeo 33 utilizando coordenadas
polares (Figura 13) ao estado real de tensotildees que resulta em
120576(120593) = cot 119892120579 ∙ (120579120593 minus 120579119900) (35)
Figura 13 Sistema de coordenadas polares [41 Modificado] [41]
Sabendo que
25
120576120593 = (1205901 ∙ 1198881199001199042120593 + 1205902 ∙ 1199041198901198992120593)1199041198901198992 minus 120583(1205901 + 1205902 + 1205903)
119864 (36)
Mantendo o acircngulo 120593 fixo e determinando a diferenccedila entre as deformaccedilotildees em duas
direccedilotildees distintas atraveacutes do acircngulo obtemos
120576(1205932) minus 120576(1205931) = cot 119892120579119900 ∙ (1205791205932minus 1205791205931
) (37)
Reescrevendo o primeiro termo da equaccedilatildeo 36 em funccedilatildeo da diferenccedila de deformaccedilatildeo
entre duas direccedilotildees diferentes temos
120576(1205932) minus 120576(1205931) =(1 + 120583) ∙ 120590120593 ∙ (11990411989011989922 minus 11990411989011989921)
119864 (38)
Substituindo o primeiro membro da Equaccedilatildeo 38 pelo segundo membro da equaccedilatildeo 37
obteacutem-se a equaccedilatildeo utilizada na mediccedilatildeo de tensotildees residuais
120590120593 =119864
(1 + 120583)∙ cot 119892120579119900 ∙
(1205791205932minus 1205791205931
)
(11990411989011989922 minus 11990411989011989921) (38)
O graacutefico da Figura 14 eacute obtido pela plotagem das variaccedilotildees dos acircngulos de difraccedilatildeo
2θ com as variaccedilotildees dos acircngulos de incidecircncia dos raios-X Podemos observar a partir da
equaccedilatildeo 38 que a tensatildeo residual eacute diretamente proporcional agrave derivada de 2θ em funccedilatildeo de
sensup2ψ
Figura 14 Estado de tensatildeo do material em funccedilatildeo do declive da curva 2θ x sensup2ψ [41]
26
Capiacutetulo 3
Materiais e Meacutetodos
A realizaccedilatildeo do procedimento experimental teve algumas fases dentre as quais pode-
se citar a preparaccedilatildeo das amostras torneamento em alta velocidade mediccedilatildeo das tensotildees
residuais superficiais por difraccedilatildeo de raios-x e anaacutelise dos resultados Os itens subsequentes
descrevem em detalhes todos os meacutetodos equipamentos e procedimentos utilizados neste
trabalho
31 ndash Material
O material utilizado na confecccedilatildeo das amostras foi o accedilo SAE 4140 cuja a dureza
medida foi de aproximadamente 15 HRc Este accedilo foi adquirido em barras de duas polegadas
de diacircmetro por 120 mm de comprimento e em cada barra foi confeccionado 4 amostras
conforme a Figura 15
Figura 15 Representaccedilatildeo esquemaacutetica das amostras
27
32 ndash Preparaccedilatildeo das amostras
A amostra foi usinada no torno mecacircnico convencional do Laboratoacuterio de Pesquisa em
Usinagem (LABUS) do Centro Federal de Ensino Tecnoloacutegico Celso Suckow da Fonseca
(CEFET ndash RJ Maracanatilde) conforme a Figura 16 Na operaccedilatildeo foi utilizado fluido de corte
para tentar amenizar a influecircncia desta usinagem no resultado final
Figura 16 Torno utilizado na preparaccedilatildeo da amostra
A partir dos resultados obtidos das tensotildees residuais apoacutes a usinagem no torno
convencional constatou-se que as medidas foram muito aleatoacuterias devido ao desgaste da
ferramenta utilizada e entatildeo optou-se por realizar um tratamento teacutermico de aliacutevio de tensotildees
(TTAT) para evitar que os resultados da usinagem principal fossem influenciados pela
operaccedilatildeo anterior As amostras foram aquecidas agrave uma taxa de aproximadamente 175 ordmC
min Apoacutes atingida e estabilizada a temperatura de 600degC a amostra permaneceu nesta
condiccedilatildeo por 2 horas sendo posteriormente resfriada no forno Os valores das tensotildees foram
medidos novamente apoacutes o tratamento
28
33 ndash Torneamento em Alta Velocidade
O torno utilizado nas operaccedilotildees em alta velocidade foi o centro de torneamento Romi
modelo Centur 30D conforme apresenta a Figura 17 capaz de operar em uma faixa em
velocidades entre 4 a 4000 rpm e com potecircncia de 10 CV
Figura 17 CNC Romi Centur 30D
De acordo com as caracteriacutesticas do torno foram escolhidos os paracircmetros mostrados
na Tabela 5 que podem se enquadrar no regime de torneamento em alta velocidade A
profundidade de corte (ap) tambeacutem foi modificada entre as condiccedilotildees [33] Entatildeo o
torneamento das amostras foi fundamentado em um experimento fatorial de quatro
combinaccedilotildees sendo duas repeticcedilotildees para cada combinaccedilatildeo Foi usado um avanccedilo (a)
constante para todas as condiccedilotildees de 02 mmrot A programaccedilatildeo utilizada pode ser
encontrada no Anexo A
Tabela 5 Tabela das Condiccedilotildees
Condiccedilatildeo A B Vc [mmin] ap [mm]
1 -1 -1 500 01
2 -1 1 500 02
3 1 -1 600 01
4 1 1 600 02
29
Onde
Fatores A Velocidade de Corte (Niacuteveis 119881minus1 = 500 119898119898119894119899 e 119881+1 = 600 119898119898119894119899)
B Profundidade de Corte (Niacuteveis 119865minus1 = 01 119898119898 ou 119865+1 = 02 119898119898)
Tratamentos
119881minus1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 02 mm
119881minus1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 02 mm
Unidade
Experimental Mega Pascal
As ferramentas utilizadas foram os insertos VBMT 160408-PM4325 da Sandvik com
geometria mostrada na Figura 18 Para cada condiccedilatildeo foi utilizado um soacute gume de corte para
garantir a uniformidade da aresta de corte e evitar que o desgaste da ferramenta influenciasse
nos resultados finais A Tabela 6 fornece as principais caracteriacutesticas do inserto
Figura 18 Insertos utilizados no torneamento
Tabela 6 Propriedades do inserto
Tamanho Efetivo da aresta de corte (LE) 15806 mm
Diacircmetro ciacuterculo inscrito (IC) 9525 mm
Raio da ponta (RE) 0794 mm
Espessura (S) 4763 mm
30
34 ndash Mediccedilatildeo das tensotildees residuais
As mediccedilotildees de tensotildees residuais foram realizadas no Laboratoacuterio de Anaacutelise de
Tensotildees (LAT) do Departamento de Engenharia Mecacircnica da Universidade Federal
Fluminense (UFF) A teacutecnica adotada foi a de tensometria por difraccedilatildeo de raios-X utilizando-
se o equipamento de anaacutelise de tensotildees da Stressrad (Figura 19)
Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra
As amostras foram medidas em duas direccedilotildees longitudinal (L) e circunferencial copy
conforme detalha a Figura 20 Os seguintes paracircmetros foram adotados
Radiaccedilatildeo Crκα (λ=22809Å) difratando o plano cristalograacutefico (211) da ferrita
Acircngulo de difraccedilatildeo de ferrita (2θ) 1562ordm
Acircngulos Ψ 0ordm 21ordm 30ordm 38ordm 45ordm
Tempo de exposiccedilatildeo ao Raio-X 45s para cada acircngulo Ψ
FONTE DE ALTA TENSAtildeO
AMOSTRA SOFTWARE
TUBO DE Crκα
GONIOcircMETRO
31
Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial
A rugosidade superficial das amostras foi medida com o rugosiacutemetro da Taylor
Hobson Precision Surtronic 25 (Figura 21) As mediccedilotildees foram feitas em pontos distintos da
amostra no sentido longitudinal procurando obter o resultado que melhor representasse a
rugosidade real das amostras Foram realizadas 7 medidas em cada amostra
O paracircmetro adotado foi a rugosidade meacutedia (Ra) na qual o comprimento de mediccedilatildeo
foi de L= 400 e o de amostragem igual a La = 08mm O raio da ponta do apalpador eacute de
5microm conferindo ao equipamento uma resoluccedilatildeo de 001microm com precisatildeo de 2 do valor
medido
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson
32
Capiacutetulo 4
Resultados e discussotildees
As anaacutelises inicias foram com base nos valores de tensatildeo residuais (TR) sendo as
medidas realizadas apoacutes a preparaccedilatildeo das amostras mas devido a heterogeneidade
apresentada pelas mesmas foi realizado um TTAT Apoacutes o tratamento teacutermico obteve-se uma
meacutedia de -144 MPa nas tensotildees residuais longitudinais (L) e de -142 MPa na direccedilatildeo
circunferencial (C) com erro de aproximadamente 15 MPa Apoacutes a usinagem principal as
tensotildees residuais foram medidas novamente e a Tabela 7 apresenta os valores obtidos em
todas as amostras
Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem
Condiccedilatildeo Amostra Tensatildeo Residual [MPa]
Longitudinal (L) Circunferencial (C)
1 2D -183 plusmn 20 435 plusmn 31
2C 67 plusmn 1 550 plusmn 16
2 2B -162 plusmn 33 498 plusmn 0
2A 179 plusmn 25 508 plusmn 101
3 1D -260 plusmn 75 291 plusmn 41
1C -90 plusmn 0 405 plusmn 33
4 1B 97 plusmn 23 369 plusmn 1
1A 125 plusmn 6 262 plusmn 8
A Figura 22 mostra os valores das tensotildees residual nas direccedilotildees circunferencial e longitudinal
respectivamente Com base nos graacuteficos nota-se que o comportamento das TR
circunferenciais eacute homogecircneo e coerente com a literatura [33] onde com valores maiores de
velocidade de corte tem-se uma diminuiccedilatildeo na magnitude das tensotildees trativas Entretanto na
longitudinal haacute muita heterogeneidade nos valores o que torna difiacutecil a anaacutelise dos resultados
nesta direccedilatildeo
33
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Longitudinal
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
1 2 3 4Condiccedilotildees
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Condiccedilotildees
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial
A Tabela 8 apresenta a meacutedia das tensotildees para cada condiccedilatildeo tanto na direccedilatildeo
longitudinal quanto na transversal a fim de analisar a influecircncia de cada paracircmetro nas
tensotildees residuais gerados no torneamento Conforme valores apresentados as tensotildees
superficiais circunferenciais encontram-se no estado de traccedilatildeo enquanto as tensotildees na direccedilatildeo
longitudinal apresentam um misto de compressatildeo e traccedilatildeo
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual
Condiccedilatildeo Tensotildees residuais (MPa)
C L
1 4925 plusmn 5 -58 plusmn 3
2 503 plusmn 7 85 plusmn 5
3 348 plusmn 6 -175 plusmn 6
4 3155 plusmn 2 111 plusmn 4
34
Avaliando o graacutefico da Figura 23 eacute possiacutevel observar uma clara reduccedilatildeo nos valores
das tensotildees quando passamos do regime de velocidade de 500mmin (condiccedilotildees 1 e 2) para o
de 600mmin (condiccedilotildees 3 e 4) Isto sugere que a tendecircncia da tensatildeo residual eacute reduzir seu
valor com o aumento da velocidade de corte conforme previsto na literatura [33] para
condiccedilotildees de transiccedilatildeo baixa-alta velocidade de corte Este comportamento sugere que a
condiccedilatildeo um e dois encontram-se no limiar do regime de altas velocidades
Com relaccedilatildeo ao efeito da profundidade nota-se que o comportamento das tensotildees
residuais eacute resultado da combinaccedilatildeo entre profundidade e velocidade Quando se tem
velocidades de corte maior o aumento da profundidade tende a diminuir os valores das
tensotildees ou seja aumenta o efeito da deformaccedilatildeo plaacutestica sobre o gradiente teacutermico o que natildeo
eacute evidente para velocidades menores
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Profundidade
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial
Na direccedilatildeo longitudinal (Figura 24) percebe-se uma amplificaccedilatildeo do efeito da
profundidade de corte na tensatildeo residual com o aumento da velocidade de corte Para as
amostras que foram submetidas agrave maior velocidade de corte ocorreu um aumento expressivo
da diferenccedila dos valores de tensotildees residuais encontrados em funccedilatildeo de uma mesma
profundidade de corte utilizada Contudo considerando o desvio padratildeo entre as medidas natildeo
35
se pode concluir qual a tendecircncia das TR na direccedilatildeo longitudinal com essa quantidade de
amostras pois haacute muita heterogeneidade nas medidas
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
LongitudinalT
ensatilde
o R
esid
ual (
MP
a)
Profundidade
Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal
Com relaccedilatildeo agrave rugosidade a literatura [10] descreve que com o aumento da velocidade
de corte ocorre uma diminuiccedilatildeo dos valores meacutedios de rugosidade enquanto que o aumento
da profundidade de corte acarreta em valores maiores de rugosidade apesar deste uacuteltimo natildeo
impactar tanto nos resultados Analisando os valores de rugosidade apresentados na Figura 25
em conjunto com a Figura 26 nota-se que os menores valores meacutedios de rugosidade foram
obtidos para os maiores valores de velocidade de corte (condiccedilotildees 3 e 4) Contudo tambeacutem
fica claro que existe uma inconsistecircncia dos valores apresentados na condiccedilatildeo dois O valor
esperado para esta condiccedilatildeo era seguir a tendecircncia das condiccedilotildees trecircs e quatro ou seja o valor
meacutedio de rugosidade da condiccedilatildeo dois deveria ser da mesma magnitude do valor da condiccedilatildeo
um poreacutem superior assim como o da condiccedilatildeo quatro eacute maior do que o da condiccedilatildeo trecircs
36
01 0223
24
25
26
27
28
29
30Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Profundidade
Vc = 500 [mmin] Vc = 600 [mmin]
Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade
1 2 3 423
24
25
26
27
28
29
30 Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Condiccedilatildeo
Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial
Analisando a Figura 27 eacute perceptiacutevel que o aumento da profundidade de corte
ocasionou resultados com tensotildees longitudinais de natureza trativa Isso pode ser relacionado
37
com um possiacutevel fator teacutermico imposto pela maior profundidade de corte sendo mais
evidente com maiores valores de velocidade de corte Entretanto quando se compara tensotildees
residuais com rugosidade novamente natildeo haacute como chegar a conclusotildees
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
1 2 3 4
Longitudinal
Condiccedilotildees
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
24
26
28
30
Rug
osid
ade
(μm
)
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
17
Figura 9 Desenho esquemaacutetico dos tipos de tensatildeo residual [27]
A anaacutelise das tensotildees residuais presentes nos componentes mecacircnicos bem como a
compreensatildeo do comportamento das propriedades mecacircnicas dos materiais quando sujeitos a
campos de tensotildees originados nos processos usinagem eacute de grande importacircncia para diversas
aacutereas Estaacute bem estabelecido que a presenccedila de tensotildees residuais compressivas na superfiacutecie
do material aumenta a sobrevida em fadiga pois a compressatildeo dificulta a nucleaccedilatildeo eou a
propagaccedilatildeo de trincas [28] Em contrapartida tensotildees trativas podem se somar agraves tensotildees de
trabalho mesmo no regime elaacutestico podendo levar a ruptura prematura do componente [29]
231 ndash Tensotildees Residuais em usinagem
As tensotildees residuais satildeo desenvolvidas em qualquer processo termomecacircnico sendo
essas tensotildees classificadas de acordo com sua origem em Teacutermica Quiacutemica e Mecacircnica
Entre as trecircs origens as tensotildees de origem teacutermica em um niacutevel macroscoacutepico satildeo
decorrentes de um aquecimento e resfriamento natildeo uniforme advindas de processos como a
usinagem e tratamentos teacutermicos Adicionalmente restriccedilotildees impostas por peccedilas de grande
volume podem levar ao desenvolvimento de tensotildees elevadas magnitudes devido ao
gradiente teacutermico entre a superfiacutecie e o nuacutecleo da peccedila Um exemplo eacute o processo de tempera
de um accedilo que leva a tensotildees compressivas na superfiacutecie balanceadas com tensotildees trativas no
centro do componente [27]
Tensotildees de origem quiacutemica se desenvolvem devido a mudanccedilas de volume associadas
com reaccedilotildees quiacutemicas precipitaccedilatildeo e transformaccedilatildeo de fase Tratamento quiacutemicos
18
superficiais e revestimento de materiais levam a um gradiente de tensatildeo residual de elevada
magnitude nas camadas superficiais [27] Como exemplo cita-se a nitretaccedilatildeo que tende a gerar
tensotildees compressivas na regiatildeo de difusatildeo por causa da expansatildeo estrutural e precipitaccedilatildeo de
nitretos [30]
O escoamento plaacutestico natildeo homogecircneo tambeacutem resulta em campos de tensatildeo residual
neste caso de origem mecacircnica Essas tensotildees podem se desenvolver de forma natural durante
o processo de fabricaccedilatildeo ou tratamento teacutermico dos materiais podendo ser tambeacutem
introduzidas de forma deliberada para o desenvolvimento de um perfil especiacutefico de tensatildeo
[27] Seja qual for o processo de usinagem de materiais metaacutelicos iraacute causar tensotildees residuais
que podem alcanccedilar valores proacuteximos ao limite de escoamento do material e influenciar na
vida em serviccedilo de componentes mecacircnicos Portanto definir o processo adequado para cada
aplicaccedilatildeo requer a previsatildeo de quatildeo elevada seraacute a tensatildeo residual gerada em funccedilatildeo dos
paracircmetros envolvidos no do processo utilizado [31]
Pesquisadores concordam que as tensotildees residuais de um componente satildeo um
conjunto das trecircs fontes de tensatildeo residual Muito dificilmente um componente soacute teraacute sido
submetido agrave processos que soacute resultem de uma soacute fonte de tensatildeo residual Especificamente
na usinagem os paracircmetros de corte utilizados na usinagem como velocidade de corte
velocidade de avanccedilo profundidade de corte aleacutem do estado da ferramenta e tipo de
lubrificaccedilatildeo empregadas podem levar a uma variaccedilatildeo significativa da taxa de produccedilatildeo e
tambeacutem nas tensotildees residuais presentes no componente usinado [32] Em geral o consenso eacute
de que na usinagem se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser compressivas
enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [14] Contudo Matsumoto et
al (1986) [26] afirmam que em funccedilatildeo da dureza do material a usinagem pode promover
tensotildees residuais de compressatildeo ou de traccedilatildeo Por exemplo para os accedilos de baixa dureza a
tensatildeo residual eacute trativa e para os accedilos com elevada dureza a tensatildeo residual eacute compressiva
232 ndash Tensotildees Residuais em torneamento
O estudo sobre tensotildees residuais em usinagem em particular no torneamento
aumentou nos uacuteltimos anos A necessidade de ganhar produtividade leva os setores de
usinagem a empregar paracircmetros de corte cada vez mais severos o que tende a mudar
19
significativamente o estado das tensotildees residuais principalmente as superficiais nos
componentes usinados
Capello et al (2004) [32] fizeram um estudo comparando a influecircncia dos paracircmetros
de corte no torneamento de diferentes materiais nas tensotildees residuais obtidas Nesse trabalho
foi utilizada uma velocidade de corte fixa e quatro paracircmetros distintos profundidade de
corte avanccedilo raio da ponta da ferramenta e acircngulo de entrada para 3 accedilos diferentes Um accedilo
com propriedades mecacircnicas elevadas (39NiCrMo3) o segundo com propriedades
intermediaacuterias (C45 steel) e o terceiro com propriedades baixas (Fe370) Pelos resultados
obtidos foi verificado que os paracircmetros que se expressavam mais nas tensotildees residuais
foram o avanccedilo colocado na maacutequina e o raio da ferramenta Com a elevaccedilatildeo do valor do
avanccedilo e com o aumento do raio da ferramenta as tensotildees geradas resultantes se
pronunciavam com caraacuteter trativo
Garcia et al (2012) [33] realizaram um estudo sobre o efeito dos paracircmetros de corte
na geraccedilatildeo das tensotildees residuais superficiais no torneamento de um accedilo AISI 4340 Como
principais conclusotildees esse trabalho mostrou que com o aumento da velocidade de corte as
tensotildees residuais tendiam a serem menos trativas Contudo as tensotildees residuais tendem a ser
mais trativas com o aumento do avanccedilo possivelmente em virtude do aumento da temperatura
de corte e a rugosidade superficial tambeacutem se elevava Logo a integridade superficial
piorava com o aumento do avanccedilo de corte A Figura 10 mostra as curvas obtidas nas direccedilotildees
de avanccedilo (longitudinal) e direccedilatildeo de corte (circunferencial) onde eacute possiacutevel observar o
comportamento trativo das tensotildees residuais Esses dados indicando que os fatores (teacutermico
deformaccedilatildeo plaacutestica e de transformaccedilatildeo fase) responsaacuteveis pela geraccedilatildeo das tensotildees
superficiais mudam de acordo com o campo da velocidade de corte empregado Neste caso
para velocidades menores o fator mais expressivo eacute a temperatura que gera tensotildees teacutermicas
de traccedilatildeo e para velocidades mais elevadas as tensotildees geradas pela transformaccedilatildeo de fase
eou de deformaccedilatildeo plaacutestica eram as que adquiriam maior importacircncia
20
Figura 10 Tensotildees residuais medidas na direccedilatildeo de longitudinal (a) e na direccedilatildeo
circunferencial (b) [33]
21
233 ndash Tensometria por difraccedilatildeo de Raios-X
Existem diversas teacutecnicas experimentais de se obter os valores de tensatildeo residual
Bordinassi et al (2006) [34] citam que atualmente os dois meacutetodos mais utilizados satildeo o do
furo cego e a tensometria por difraccedilatildeo de raios-X sendo este uacuteltimo o mais utilizado dentre os
dois Martins et al (2004) [35] afirmam tambeacutem que o meacutetodo por difraccedilatildeo de raios-X
apresenta os melhores resultados quando comparado com o meacutetodo micromagneacutetico e
meacutetodo do furo Todas essas teacutecnicas podem ser classificadas de acordo com o niacutevel de dano
introduzido no material em [36]
bull Destrutivas processos que para obtenccedilatildeo das informaccedilotildees de deformaccedilatildeo
necessaacuterias para a anaacutelise das tensotildees residuais comprometem ou
impossibilitam o uso da amostra analisada
bull Natildeo destrutivos natildeo precisam da remoccedilatildeo material e natildeo provocam qualquer
tipo de dano durante a mediccedilatildeo de tensotildees residuais
bull Parcialmente destrutivas alguns autores como Hilson et al (2009) [36]
defendem que existe uma terceira categoria que eacute caracterizada pelo dano na
peccedila poreacutem com possibilidade de utilizaccedilatildeo da amostra como ilustra a Figura
11
Figura 11 Classificaccedilatildeo dos processos de mediccedilatildeo de tensotildees residuais [37]
22
Aleacutem dos danos causados no material outros fatores devem ser levados em
consideraccedilatildeo ao escolher a teacutecnica adequada Satildeo eles [27]
bull Fatores relativos a praticidade custo e disponibilidade do equipamento
portabilidade velocidade de mediccedilatildeo existecircncia de procedimento padronizado e
niacutevel de habilidade requerida do operador
bull Fatores relativo ao material classe do material que pode ser analisado por uma
teacutecnica particular preparaccedilatildeo preacutevia da superfiacutecie e necessidade de propriedades
especiacuteficas
bull Fatores relativos a mediccedilatildeo resoluccedilatildeo penetraccedilatildeo tipo de tensatildeo detectada
gradiente de tensatildeo incerteza e aacuterea ou volume de anaacutelise
A maioria das teacutecnicas existentes satildeo capazes de medir tensotildees residuais do tipo I
Poreacutem somente algumas como difraccedilatildeo de raios-X possuem a resoluccedilatildeo necessaacuteria para
medir tensotildees residuais de tipo II E mesmo com bons niacuteveis de resoluccedilatildeo as incertezas das
mediccedilotildees podem ser elevadas chegando a 30 do valor medido [27] Um resumo desses
fatores estaacute descrito na Tabela 4
Tabela 4 Teacutecnicas e caracteriacutesticas para determinaccedilatildeo da tensatildeo residual [27 Modificado] [27]
Teacutecnica Velocidade Penetraccedilatildeo Aacuterea de anaacutelise
Resoluccedilatildeo Tipo de Tensatildeo
Furos Cego
Raacutepida Meacutedia
Igual ao tamanho do furo
1-2 mm diacircmetro
50 -100 microm I
Difraccedilatildeo de Raio-X
Raacutepida Meacutedia
Ateacute 1 mm 01 ndash 1 mmsup2 20 microm I e II
Ultrassom Raacutepida gt100 mm 1-400 mmsup2 1 mm I
Magneacutetica Raacutepida 20 a 300 microm gt2 mmsup2 5 mm I
A teacutecnica utilizada nos procedimentos experimentais deste trabalho foi a de difraccedilatildeo
de Raios X Atraveacutes desta teacutecnica a deformaccedilatildeo causada na superfiacutecie eacute obtida pela razatildeo da
variaccedilatildeo da distacircncia interplanar pela distacircncia livre de deformaccedilatildeo Como pode ser
observado na Figura 12 o paracircmetro chamado de distacircncia interplanar eacute representado pela
letra ldquodrdquo Esta distacircncia eacute entatildeo convertida em tensatildeo segundo equaccedilotildees derivadas da teoria
da elasticidade [38] ou seja a variaccedilatildeo da distacircncia entre planos cristalinos induzida pela
presenccedila de tensotildees eacute medida com base na lei de Bragg e as tensotildees satildeo calculadas
23
assumindo-se que a distorccedilatildeo ocorre no regime elaacutestico Desta forma somente a parte elaacutestica
do campo de deformaccedilotildees eacute medida uma vez que a deformaccedilatildeo plaacutestica natildeo afeta os
paracircmetros cristalinos Como dito anteriormente esta eacute uma teacutecnica natildeo destrutiva e como a
maioria das teacutecnicas natildeo destrutivas eacute limitada agraves camadas superficiais na ordem de 10 microm
[35]
Figura 12 Difraccedilatildeo de raios-X em cristais simples carregados e descarregados [39]
Bragg descreve a difraccedilatildeo de raios X no estado inicial natildeo deformado como uma
reflexatildeo segundo alguns planos cristalinos Estes planos possuem uma distacircncia ldquodrdquo chamada
de distacircncia interplanar Um feixe paralelo de raios-X de comprimento de onda λ que incide
na superfiacutecie deste material com um acircngulo de incidecircncia θ iraacute sofrer uma difraccedilatildeo sob o
mesmo acircngulo θ desde que a equaccedilatildeo de Bragg seja satisfeita (equaccedilatildeo 31)
119899 = 2119889 ∙ 119904119890119899120579 (31)
24
Entatildeo ao utilizar um feixe de raios-X monocromaacuteticos (λ = constante) o valor do
acircngulo θ referente a uma intensidade maacutexima de difraccedilatildeo depende somente da distacircncia
interplanar ldquodrdquo
A derivada da expressatildeo de Bragg indica que
∆119889
119889+
119888119900119904120579
119904119890119899120579∙ ∆120579 = 0 (32)
120576 = minus∆120579 ∙ cot 119892120579 (33)
∆120579 = 120579119888119900119898 119905119890119899119904atilde119900 minus 120579119904119890119898 119905119890119899119904atilde119900 (34)
Medindo ∆120579 pode-se calcular a deformaccedilatildeo e consequentemente a respectiva tensatildeo
residual Vaacuterios meacutetodos satildeo propostos para determinaccedilatildeo das deformaccedilotildees segundo a
difraccedilatildeo de raiosndashX [39] [40] Poreacutem no escopo deste trabalho seraacute tratado somente o meacutetodo
do sensup2 Segundo Bordinassi et al (2006) [34] este meacutetodo tem sua maior aplicabilidade
quando se busca maior exatidatildeo nas medidas cujas amostras possuem um certo grau de
textura Este meacutetodo nada mais eacute que a adequaccedilatildeo da Equaccedilatildeo 33 utilizando coordenadas
polares (Figura 13) ao estado real de tensotildees que resulta em
120576(120593) = cot 119892120579 ∙ (120579120593 minus 120579119900) (35)
Figura 13 Sistema de coordenadas polares [41 Modificado] [41]
Sabendo que
25
120576120593 = (1205901 ∙ 1198881199001199042120593 + 1205902 ∙ 1199041198901198992120593)1199041198901198992 minus 120583(1205901 + 1205902 + 1205903)
119864 (36)
Mantendo o acircngulo 120593 fixo e determinando a diferenccedila entre as deformaccedilotildees em duas
direccedilotildees distintas atraveacutes do acircngulo obtemos
120576(1205932) minus 120576(1205931) = cot 119892120579119900 ∙ (1205791205932minus 1205791205931
) (37)
Reescrevendo o primeiro termo da equaccedilatildeo 36 em funccedilatildeo da diferenccedila de deformaccedilatildeo
entre duas direccedilotildees diferentes temos
120576(1205932) minus 120576(1205931) =(1 + 120583) ∙ 120590120593 ∙ (11990411989011989922 minus 11990411989011989921)
119864 (38)
Substituindo o primeiro membro da Equaccedilatildeo 38 pelo segundo membro da equaccedilatildeo 37
obteacutem-se a equaccedilatildeo utilizada na mediccedilatildeo de tensotildees residuais
120590120593 =119864
(1 + 120583)∙ cot 119892120579119900 ∙
(1205791205932minus 1205791205931
)
(11990411989011989922 minus 11990411989011989921) (38)
O graacutefico da Figura 14 eacute obtido pela plotagem das variaccedilotildees dos acircngulos de difraccedilatildeo
2θ com as variaccedilotildees dos acircngulos de incidecircncia dos raios-X Podemos observar a partir da
equaccedilatildeo 38 que a tensatildeo residual eacute diretamente proporcional agrave derivada de 2θ em funccedilatildeo de
sensup2ψ
Figura 14 Estado de tensatildeo do material em funccedilatildeo do declive da curva 2θ x sensup2ψ [41]
26
Capiacutetulo 3
Materiais e Meacutetodos
A realizaccedilatildeo do procedimento experimental teve algumas fases dentre as quais pode-
se citar a preparaccedilatildeo das amostras torneamento em alta velocidade mediccedilatildeo das tensotildees
residuais superficiais por difraccedilatildeo de raios-x e anaacutelise dos resultados Os itens subsequentes
descrevem em detalhes todos os meacutetodos equipamentos e procedimentos utilizados neste
trabalho
31 ndash Material
O material utilizado na confecccedilatildeo das amostras foi o accedilo SAE 4140 cuja a dureza
medida foi de aproximadamente 15 HRc Este accedilo foi adquirido em barras de duas polegadas
de diacircmetro por 120 mm de comprimento e em cada barra foi confeccionado 4 amostras
conforme a Figura 15
Figura 15 Representaccedilatildeo esquemaacutetica das amostras
27
32 ndash Preparaccedilatildeo das amostras
A amostra foi usinada no torno mecacircnico convencional do Laboratoacuterio de Pesquisa em
Usinagem (LABUS) do Centro Federal de Ensino Tecnoloacutegico Celso Suckow da Fonseca
(CEFET ndash RJ Maracanatilde) conforme a Figura 16 Na operaccedilatildeo foi utilizado fluido de corte
para tentar amenizar a influecircncia desta usinagem no resultado final
Figura 16 Torno utilizado na preparaccedilatildeo da amostra
A partir dos resultados obtidos das tensotildees residuais apoacutes a usinagem no torno
convencional constatou-se que as medidas foram muito aleatoacuterias devido ao desgaste da
ferramenta utilizada e entatildeo optou-se por realizar um tratamento teacutermico de aliacutevio de tensotildees
(TTAT) para evitar que os resultados da usinagem principal fossem influenciados pela
operaccedilatildeo anterior As amostras foram aquecidas agrave uma taxa de aproximadamente 175 ordmC
min Apoacutes atingida e estabilizada a temperatura de 600degC a amostra permaneceu nesta
condiccedilatildeo por 2 horas sendo posteriormente resfriada no forno Os valores das tensotildees foram
medidos novamente apoacutes o tratamento
28
33 ndash Torneamento em Alta Velocidade
O torno utilizado nas operaccedilotildees em alta velocidade foi o centro de torneamento Romi
modelo Centur 30D conforme apresenta a Figura 17 capaz de operar em uma faixa em
velocidades entre 4 a 4000 rpm e com potecircncia de 10 CV
Figura 17 CNC Romi Centur 30D
De acordo com as caracteriacutesticas do torno foram escolhidos os paracircmetros mostrados
na Tabela 5 que podem se enquadrar no regime de torneamento em alta velocidade A
profundidade de corte (ap) tambeacutem foi modificada entre as condiccedilotildees [33] Entatildeo o
torneamento das amostras foi fundamentado em um experimento fatorial de quatro
combinaccedilotildees sendo duas repeticcedilotildees para cada combinaccedilatildeo Foi usado um avanccedilo (a)
constante para todas as condiccedilotildees de 02 mmrot A programaccedilatildeo utilizada pode ser
encontrada no Anexo A
Tabela 5 Tabela das Condiccedilotildees
Condiccedilatildeo A B Vc [mmin] ap [mm]
1 -1 -1 500 01
2 -1 1 500 02
3 1 -1 600 01
4 1 1 600 02
29
Onde
Fatores A Velocidade de Corte (Niacuteveis 119881minus1 = 500 119898119898119894119899 e 119881+1 = 600 119898119898119894119899)
B Profundidade de Corte (Niacuteveis 119865minus1 = 01 119898119898 ou 119865+1 = 02 119898119898)
Tratamentos
119881minus1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 02 mm
119881minus1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 02 mm
Unidade
Experimental Mega Pascal
As ferramentas utilizadas foram os insertos VBMT 160408-PM4325 da Sandvik com
geometria mostrada na Figura 18 Para cada condiccedilatildeo foi utilizado um soacute gume de corte para
garantir a uniformidade da aresta de corte e evitar que o desgaste da ferramenta influenciasse
nos resultados finais A Tabela 6 fornece as principais caracteriacutesticas do inserto
Figura 18 Insertos utilizados no torneamento
Tabela 6 Propriedades do inserto
Tamanho Efetivo da aresta de corte (LE) 15806 mm
Diacircmetro ciacuterculo inscrito (IC) 9525 mm
Raio da ponta (RE) 0794 mm
Espessura (S) 4763 mm
30
34 ndash Mediccedilatildeo das tensotildees residuais
As mediccedilotildees de tensotildees residuais foram realizadas no Laboratoacuterio de Anaacutelise de
Tensotildees (LAT) do Departamento de Engenharia Mecacircnica da Universidade Federal
Fluminense (UFF) A teacutecnica adotada foi a de tensometria por difraccedilatildeo de raios-X utilizando-
se o equipamento de anaacutelise de tensotildees da Stressrad (Figura 19)
Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra
As amostras foram medidas em duas direccedilotildees longitudinal (L) e circunferencial copy
conforme detalha a Figura 20 Os seguintes paracircmetros foram adotados
Radiaccedilatildeo Crκα (λ=22809Å) difratando o plano cristalograacutefico (211) da ferrita
Acircngulo de difraccedilatildeo de ferrita (2θ) 1562ordm
Acircngulos Ψ 0ordm 21ordm 30ordm 38ordm 45ordm
Tempo de exposiccedilatildeo ao Raio-X 45s para cada acircngulo Ψ
FONTE DE ALTA TENSAtildeO
AMOSTRA SOFTWARE
TUBO DE Crκα
GONIOcircMETRO
31
Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial
A rugosidade superficial das amostras foi medida com o rugosiacutemetro da Taylor
Hobson Precision Surtronic 25 (Figura 21) As mediccedilotildees foram feitas em pontos distintos da
amostra no sentido longitudinal procurando obter o resultado que melhor representasse a
rugosidade real das amostras Foram realizadas 7 medidas em cada amostra
O paracircmetro adotado foi a rugosidade meacutedia (Ra) na qual o comprimento de mediccedilatildeo
foi de L= 400 e o de amostragem igual a La = 08mm O raio da ponta do apalpador eacute de
5microm conferindo ao equipamento uma resoluccedilatildeo de 001microm com precisatildeo de 2 do valor
medido
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson
32
Capiacutetulo 4
Resultados e discussotildees
As anaacutelises inicias foram com base nos valores de tensatildeo residuais (TR) sendo as
medidas realizadas apoacutes a preparaccedilatildeo das amostras mas devido a heterogeneidade
apresentada pelas mesmas foi realizado um TTAT Apoacutes o tratamento teacutermico obteve-se uma
meacutedia de -144 MPa nas tensotildees residuais longitudinais (L) e de -142 MPa na direccedilatildeo
circunferencial (C) com erro de aproximadamente 15 MPa Apoacutes a usinagem principal as
tensotildees residuais foram medidas novamente e a Tabela 7 apresenta os valores obtidos em
todas as amostras
Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem
Condiccedilatildeo Amostra Tensatildeo Residual [MPa]
Longitudinal (L) Circunferencial (C)
1 2D -183 plusmn 20 435 plusmn 31
2C 67 plusmn 1 550 plusmn 16
2 2B -162 plusmn 33 498 plusmn 0
2A 179 plusmn 25 508 plusmn 101
3 1D -260 plusmn 75 291 plusmn 41
1C -90 plusmn 0 405 plusmn 33
4 1B 97 plusmn 23 369 plusmn 1
1A 125 plusmn 6 262 plusmn 8
A Figura 22 mostra os valores das tensotildees residual nas direccedilotildees circunferencial e longitudinal
respectivamente Com base nos graacuteficos nota-se que o comportamento das TR
circunferenciais eacute homogecircneo e coerente com a literatura [33] onde com valores maiores de
velocidade de corte tem-se uma diminuiccedilatildeo na magnitude das tensotildees trativas Entretanto na
longitudinal haacute muita heterogeneidade nos valores o que torna difiacutecil a anaacutelise dos resultados
nesta direccedilatildeo
33
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Longitudinal
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
1 2 3 4Condiccedilotildees
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Condiccedilotildees
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial
A Tabela 8 apresenta a meacutedia das tensotildees para cada condiccedilatildeo tanto na direccedilatildeo
longitudinal quanto na transversal a fim de analisar a influecircncia de cada paracircmetro nas
tensotildees residuais gerados no torneamento Conforme valores apresentados as tensotildees
superficiais circunferenciais encontram-se no estado de traccedilatildeo enquanto as tensotildees na direccedilatildeo
longitudinal apresentam um misto de compressatildeo e traccedilatildeo
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual
Condiccedilatildeo Tensotildees residuais (MPa)
C L
1 4925 plusmn 5 -58 plusmn 3
2 503 plusmn 7 85 plusmn 5
3 348 plusmn 6 -175 plusmn 6
4 3155 plusmn 2 111 plusmn 4
34
Avaliando o graacutefico da Figura 23 eacute possiacutevel observar uma clara reduccedilatildeo nos valores
das tensotildees quando passamos do regime de velocidade de 500mmin (condiccedilotildees 1 e 2) para o
de 600mmin (condiccedilotildees 3 e 4) Isto sugere que a tendecircncia da tensatildeo residual eacute reduzir seu
valor com o aumento da velocidade de corte conforme previsto na literatura [33] para
condiccedilotildees de transiccedilatildeo baixa-alta velocidade de corte Este comportamento sugere que a
condiccedilatildeo um e dois encontram-se no limiar do regime de altas velocidades
Com relaccedilatildeo ao efeito da profundidade nota-se que o comportamento das tensotildees
residuais eacute resultado da combinaccedilatildeo entre profundidade e velocidade Quando se tem
velocidades de corte maior o aumento da profundidade tende a diminuir os valores das
tensotildees ou seja aumenta o efeito da deformaccedilatildeo plaacutestica sobre o gradiente teacutermico o que natildeo
eacute evidente para velocidades menores
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Profundidade
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial
Na direccedilatildeo longitudinal (Figura 24) percebe-se uma amplificaccedilatildeo do efeito da
profundidade de corte na tensatildeo residual com o aumento da velocidade de corte Para as
amostras que foram submetidas agrave maior velocidade de corte ocorreu um aumento expressivo
da diferenccedila dos valores de tensotildees residuais encontrados em funccedilatildeo de uma mesma
profundidade de corte utilizada Contudo considerando o desvio padratildeo entre as medidas natildeo
35
se pode concluir qual a tendecircncia das TR na direccedilatildeo longitudinal com essa quantidade de
amostras pois haacute muita heterogeneidade nas medidas
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
LongitudinalT
ensatilde
o R
esid
ual (
MP
a)
Profundidade
Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal
Com relaccedilatildeo agrave rugosidade a literatura [10] descreve que com o aumento da velocidade
de corte ocorre uma diminuiccedilatildeo dos valores meacutedios de rugosidade enquanto que o aumento
da profundidade de corte acarreta em valores maiores de rugosidade apesar deste uacuteltimo natildeo
impactar tanto nos resultados Analisando os valores de rugosidade apresentados na Figura 25
em conjunto com a Figura 26 nota-se que os menores valores meacutedios de rugosidade foram
obtidos para os maiores valores de velocidade de corte (condiccedilotildees 3 e 4) Contudo tambeacutem
fica claro que existe uma inconsistecircncia dos valores apresentados na condiccedilatildeo dois O valor
esperado para esta condiccedilatildeo era seguir a tendecircncia das condiccedilotildees trecircs e quatro ou seja o valor
meacutedio de rugosidade da condiccedilatildeo dois deveria ser da mesma magnitude do valor da condiccedilatildeo
um poreacutem superior assim como o da condiccedilatildeo quatro eacute maior do que o da condiccedilatildeo trecircs
36
01 0223
24
25
26
27
28
29
30Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Profundidade
Vc = 500 [mmin] Vc = 600 [mmin]
Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade
1 2 3 423
24
25
26
27
28
29
30 Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Condiccedilatildeo
Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial
Analisando a Figura 27 eacute perceptiacutevel que o aumento da profundidade de corte
ocasionou resultados com tensotildees longitudinais de natureza trativa Isso pode ser relacionado
37
com um possiacutevel fator teacutermico imposto pela maior profundidade de corte sendo mais
evidente com maiores valores de velocidade de corte Entretanto quando se compara tensotildees
residuais com rugosidade novamente natildeo haacute como chegar a conclusotildees
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
1 2 3 4
Longitudinal
Condiccedilotildees
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
24
26
28
30
Rug
osid
ade
(μm
)
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
18
superficiais e revestimento de materiais levam a um gradiente de tensatildeo residual de elevada
magnitude nas camadas superficiais [27] Como exemplo cita-se a nitretaccedilatildeo que tende a gerar
tensotildees compressivas na regiatildeo de difusatildeo por causa da expansatildeo estrutural e precipitaccedilatildeo de
nitretos [30]
O escoamento plaacutestico natildeo homogecircneo tambeacutem resulta em campos de tensatildeo residual
neste caso de origem mecacircnica Essas tensotildees podem se desenvolver de forma natural durante
o processo de fabricaccedilatildeo ou tratamento teacutermico dos materiais podendo ser tambeacutem
introduzidas de forma deliberada para o desenvolvimento de um perfil especiacutefico de tensatildeo
[27] Seja qual for o processo de usinagem de materiais metaacutelicos iraacute causar tensotildees residuais
que podem alcanccedilar valores proacuteximos ao limite de escoamento do material e influenciar na
vida em serviccedilo de componentes mecacircnicos Portanto definir o processo adequado para cada
aplicaccedilatildeo requer a previsatildeo de quatildeo elevada seraacute a tensatildeo residual gerada em funccedilatildeo dos
paracircmetros envolvidos no do processo utilizado [31]
Pesquisadores concordam que as tensotildees residuais de um componente satildeo um
conjunto das trecircs fontes de tensatildeo residual Muito dificilmente um componente soacute teraacute sido
submetido agrave processos que soacute resultem de uma soacute fonte de tensatildeo residual Especificamente
na usinagem os paracircmetros de corte utilizados na usinagem como velocidade de corte
velocidade de avanccedilo profundidade de corte aleacutem do estado da ferramenta e tipo de
lubrificaccedilatildeo empregadas podem levar a uma variaccedilatildeo significativa da taxa de produccedilatildeo e
tambeacutem nas tensotildees residuais presentes no componente usinado [32] Em geral o consenso eacute
de que na usinagem se o efeito mecacircnico prevalece as tensotildees tendem a ser compressivas
enquanto que no efeito teacutermico estas tendem a ser mais trativas [14] Contudo Matsumoto et
al (1986) [26] afirmam que em funccedilatildeo da dureza do material a usinagem pode promover
tensotildees residuais de compressatildeo ou de traccedilatildeo Por exemplo para os accedilos de baixa dureza a
tensatildeo residual eacute trativa e para os accedilos com elevada dureza a tensatildeo residual eacute compressiva
232 ndash Tensotildees Residuais em torneamento
O estudo sobre tensotildees residuais em usinagem em particular no torneamento
aumentou nos uacuteltimos anos A necessidade de ganhar produtividade leva os setores de
usinagem a empregar paracircmetros de corte cada vez mais severos o que tende a mudar
19
significativamente o estado das tensotildees residuais principalmente as superficiais nos
componentes usinados
Capello et al (2004) [32] fizeram um estudo comparando a influecircncia dos paracircmetros
de corte no torneamento de diferentes materiais nas tensotildees residuais obtidas Nesse trabalho
foi utilizada uma velocidade de corte fixa e quatro paracircmetros distintos profundidade de
corte avanccedilo raio da ponta da ferramenta e acircngulo de entrada para 3 accedilos diferentes Um accedilo
com propriedades mecacircnicas elevadas (39NiCrMo3) o segundo com propriedades
intermediaacuterias (C45 steel) e o terceiro com propriedades baixas (Fe370) Pelos resultados
obtidos foi verificado que os paracircmetros que se expressavam mais nas tensotildees residuais
foram o avanccedilo colocado na maacutequina e o raio da ferramenta Com a elevaccedilatildeo do valor do
avanccedilo e com o aumento do raio da ferramenta as tensotildees geradas resultantes se
pronunciavam com caraacuteter trativo
Garcia et al (2012) [33] realizaram um estudo sobre o efeito dos paracircmetros de corte
na geraccedilatildeo das tensotildees residuais superficiais no torneamento de um accedilo AISI 4340 Como
principais conclusotildees esse trabalho mostrou que com o aumento da velocidade de corte as
tensotildees residuais tendiam a serem menos trativas Contudo as tensotildees residuais tendem a ser
mais trativas com o aumento do avanccedilo possivelmente em virtude do aumento da temperatura
de corte e a rugosidade superficial tambeacutem se elevava Logo a integridade superficial
piorava com o aumento do avanccedilo de corte A Figura 10 mostra as curvas obtidas nas direccedilotildees
de avanccedilo (longitudinal) e direccedilatildeo de corte (circunferencial) onde eacute possiacutevel observar o
comportamento trativo das tensotildees residuais Esses dados indicando que os fatores (teacutermico
deformaccedilatildeo plaacutestica e de transformaccedilatildeo fase) responsaacuteveis pela geraccedilatildeo das tensotildees
superficiais mudam de acordo com o campo da velocidade de corte empregado Neste caso
para velocidades menores o fator mais expressivo eacute a temperatura que gera tensotildees teacutermicas
de traccedilatildeo e para velocidades mais elevadas as tensotildees geradas pela transformaccedilatildeo de fase
eou de deformaccedilatildeo plaacutestica eram as que adquiriam maior importacircncia
20
Figura 10 Tensotildees residuais medidas na direccedilatildeo de longitudinal (a) e na direccedilatildeo
circunferencial (b) [33]
21
233 ndash Tensometria por difraccedilatildeo de Raios-X
Existem diversas teacutecnicas experimentais de se obter os valores de tensatildeo residual
Bordinassi et al (2006) [34] citam que atualmente os dois meacutetodos mais utilizados satildeo o do
furo cego e a tensometria por difraccedilatildeo de raios-X sendo este uacuteltimo o mais utilizado dentre os
dois Martins et al (2004) [35] afirmam tambeacutem que o meacutetodo por difraccedilatildeo de raios-X
apresenta os melhores resultados quando comparado com o meacutetodo micromagneacutetico e
meacutetodo do furo Todas essas teacutecnicas podem ser classificadas de acordo com o niacutevel de dano
introduzido no material em [36]
bull Destrutivas processos que para obtenccedilatildeo das informaccedilotildees de deformaccedilatildeo
necessaacuterias para a anaacutelise das tensotildees residuais comprometem ou
impossibilitam o uso da amostra analisada
bull Natildeo destrutivos natildeo precisam da remoccedilatildeo material e natildeo provocam qualquer
tipo de dano durante a mediccedilatildeo de tensotildees residuais
bull Parcialmente destrutivas alguns autores como Hilson et al (2009) [36]
defendem que existe uma terceira categoria que eacute caracterizada pelo dano na
peccedila poreacutem com possibilidade de utilizaccedilatildeo da amostra como ilustra a Figura
11
Figura 11 Classificaccedilatildeo dos processos de mediccedilatildeo de tensotildees residuais [37]
22
Aleacutem dos danos causados no material outros fatores devem ser levados em
consideraccedilatildeo ao escolher a teacutecnica adequada Satildeo eles [27]
bull Fatores relativos a praticidade custo e disponibilidade do equipamento
portabilidade velocidade de mediccedilatildeo existecircncia de procedimento padronizado e
niacutevel de habilidade requerida do operador
bull Fatores relativo ao material classe do material que pode ser analisado por uma
teacutecnica particular preparaccedilatildeo preacutevia da superfiacutecie e necessidade de propriedades
especiacuteficas
bull Fatores relativos a mediccedilatildeo resoluccedilatildeo penetraccedilatildeo tipo de tensatildeo detectada
gradiente de tensatildeo incerteza e aacuterea ou volume de anaacutelise
A maioria das teacutecnicas existentes satildeo capazes de medir tensotildees residuais do tipo I
Poreacutem somente algumas como difraccedilatildeo de raios-X possuem a resoluccedilatildeo necessaacuteria para
medir tensotildees residuais de tipo II E mesmo com bons niacuteveis de resoluccedilatildeo as incertezas das
mediccedilotildees podem ser elevadas chegando a 30 do valor medido [27] Um resumo desses
fatores estaacute descrito na Tabela 4
Tabela 4 Teacutecnicas e caracteriacutesticas para determinaccedilatildeo da tensatildeo residual [27 Modificado] [27]
Teacutecnica Velocidade Penetraccedilatildeo Aacuterea de anaacutelise
Resoluccedilatildeo Tipo de Tensatildeo
Furos Cego
Raacutepida Meacutedia
Igual ao tamanho do furo
1-2 mm diacircmetro
50 -100 microm I
Difraccedilatildeo de Raio-X
Raacutepida Meacutedia
Ateacute 1 mm 01 ndash 1 mmsup2 20 microm I e II
Ultrassom Raacutepida gt100 mm 1-400 mmsup2 1 mm I
Magneacutetica Raacutepida 20 a 300 microm gt2 mmsup2 5 mm I
A teacutecnica utilizada nos procedimentos experimentais deste trabalho foi a de difraccedilatildeo
de Raios X Atraveacutes desta teacutecnica a deformaccedilatildeo causada na superfiacutecie eacute obtida pela razatildeo da
variaccedilatildeo da distacircncia interplanar pela distacircncia livre de deformaccedilatildeo Como pode ser
observado na Figura 12 o paracircmetro chamado de distacircncia interplanar eacute representado pela
letra ldquodrdquo Esta distacircncia eacute entatildeo convertida em tensatildeo segundo equaccedilotildees derivadas da teoria
da elasticidade [38] ou seja a variaccedilatildeo da distacircncia entre planos cristalinos induzida pela
presenccedila de tensotildees eacute medida com base na lei de Bragg e as tensotildees satildeo calculadas
23
assumindo-se que a distorccedilatildeo ocorre no regime elaacutestico Desta forma somente a parte elaacutestica
do campo de deformaccedilotildees eacute medida uma vez que a deformaccedilatildeo plaacutestica natildeo afeta os
paracircmetros cristalinos Como dito anteriormente esta eacute uma teacutecnica natildeo destrutiva e como a
maioria das teacutecnicas natildeo destrutivas eacute limitada agraves camadas superficiais na ordem de 10 microm
[35]
Figura 12 Difraccedilatildeo de raios-X em cristais simples carregados e descarregados [39]
Bragg descreve a difraccedilatildeo de raios X no estado inicial natildeo deformado como uma
reflexatildeo segundo alguns planos cristalinos Estes planos possuem uma distacircncia ldquodrdquo chamada
de distacircncia interplanar Um feixe paralelo de raios-X de comprimento de onda λ que incide
na superfiacutecie deste material com um acircngulo de incidecircncia θ iraacute sofrer uma difraccedilatildeo sob o
mesmo acircngulo θ desde que a equaccedilatildeo de Bragg seja satisfeita (equaccedilatildeo 31)
119899 = 2119889 ∙ 119904119890119899120579 (31)
24
Entatildeo ao utilizar um feixe de raios-X monocromaacuteticos (λ = constante) o valor do
acircngulo θ referente a uma intensidade maacutexima de difraccedilatildeo depende somente da distacircncia
interplanar ldquodrdquo
A derivada da expressatildeo de Bragg indica que
∆119889
119889+
119888119900119904120579
119904119890119899120579∙ ∆120579 = 0 (32)
120576 = minus∆120579 ∙ cot 119892120579 (33)
∆120579 = 120579119888119900119898 119905119890119899119904atilde119900 minus 120579119904119890119898 119905119890119899119904atilde119900 (34)
Medindo ∆120579 pode-se calcular a deformaccedilatildeo e consequentemente a respectiva tensatildeo
residual Vaacuterios meacutetodos satildeo propostos para determinaccedilatildeo das deformaccedilotildees segundo a
difraccedilatildeo de raiosndashX [39] [40] Poreacutem no escopo deste trabalho seraacute tratado somente o meacutetodo
do sensup2 Segundo Bordinassi et al (2006) [34] este meacutetodo tem sua maior aplicabilidade
quando se busca maior exatidatildeo nas medidas cujas amostras possuem um certo grau de
textura Este meacutetodo nada mais eacute que a adequaccedilatildeo da Equaccedilatildeo 33 utilizando coordenadas
polares (Figura 13) ao estado real de tensotildees que resulta em
120576(120593) = cot 119892120579 ∙ (120579120593 minus 120579119900) (35)
Figura 13 Sistema de coordenadas polares [41 Modificado] [41]
Sabendo que
25
120576120593 = (1205901 ∙ 1198881199001199042120593 + 1205902 ∙ 1199041198901198992120593)1199041198901198992 minus 120583(1205901 + 1205902 + 1205903)
119864 (36)
Mantendo o acircngulo 120593 fixo e determinando a diferenccedila entre as deformaccedilotildees em duas
direccedilotildees distintas atraveacutes do acircngulo obtemos
120576(1205932) minus 120576(1205931) = cot 119892120579119900 ∙ (1205791205932minus 1205791205931
) (37)
Reescrevendo o primeiro termo da equaccedilatildeo 36 em funccedilatildeo da diferenccedila de deformaccedilatildeo
entre duas direccedilotildees diferentes temos
120576(1205932) minus 120576(1205931) =(1 + 120583) ∙ 120590120593 ∙ (11990411989011989922 minus 11990411989011989921)
119864 (38)
Substituindo o primeiro membro da Equaccedilatildeo 38 pelo segundo membro da equaccedilatildeo 37
obteacutem-se a equaccedilatildeo utilizada na mediccedilatildeo de tensotildees residuais
120590120593 =119864
(1 + 120583)∙ cot 119892120579119900 ∙
(1205791205932minus 1205791205931
)
(11990411989011989922 minus 11990411989011989921) (38)
O graacutefico da Figura 14 eacute obtido pela plotagem das variaccedilotildees dos acircngulos de difraccedilatildeo
2θ com as variaccedilotildees dos acircngulos de incidecircncia dos raios-X Podemos observar a partir da
equaccedilatildeo 38 que a tensatildeo residual eacute diretamente proporcional agrave derivada de 2θ em funccedilatildeo de
sensup2ψ
Figura 14 Estado de tensatildeo do material em funccedilatildeo do declive da curva 2θ x sensup2ψ [41]
26
Capiacutetulo 3
Materiais e Meacutetodos
A realizaccedilatildeo do procedimento experimental teve algumas fases dentre as quais pode-
se citar a preparaccedilatildeo das amostras torneamento em alta velocidade mediccedilatildeo das tensotildees
residuais superficiais por difraccedilatildeo de raios-x e anaacutelise dos resultados Os itens subsequentes
descrevem em detalhes todos os meacutetodos equipamentos e procedimentos utilizados neste
trabalho
31 ndash Material
O material utilizado na confecccedilatildeo das amostras foi o accedilo SAE 4140 cuja a dureza
medida foi de aproximadamente 15 HRc Este accedilo foi adquirido em barras de duas polegadas
de diacircmetro por 120 mm de comprimento e em cada barra foi confeccionado 4 amostras
conforme a Figura 15
Figura 15 Representaccedilatildeo esquemaacutetica das amostras
27
32 ndash Preparaccedilatildeo das amostras
A amostra foi usinada no torno mecacircnico convencional do Laboratoacuterio de Pesquisa em
Usinagem (LABUS) do Centro Federal de Ensino Tecnoloacutegico Celso Suckow da Fonseca
(CEFET ndash RJ Maracanatilde) conforme a Figura 16 Na operaccedilatildeo foi utilizado fluido de corte
para tentar amenizar a influecircncia desta usinagem no resultado final
Figura 16 Torno utilizado na preparaccedilatildeo da amostra
A partir dos resultados obtidos das tensotildees residuais apoacutes a usinagem no torno
convencional constatou-se que as medidas foram muito aleatoacuterias devido ao desgaste da
ferramenta utilizada e entatildeo optou-se por realizar um tratamento teacutermico de aliacutevio de tensotildees
(TTAT) para evitar que os resultados da usinagem principal fossem influenciados pela
operaccedilatildeo anterior As amostras foram aquecidas agrave uma taxa de aproximadamente 175 ordmC
min Apoacutes atingida e estabilizada a temperatura de 600degC a amostra permaneceu nesta
condiccedilatildeo por 2 horas sendo posteriormente resfriada no forno Os valores das tensotildees foram
medidos novamente apoacutes o tratamento
28
33 ndash Torneamento em Alta Velocidade
O torno utilizado nas operaccedilotildees em alta velocidade foi o centro de torneamento Romi
modelo Centur 30D conforme apresenta a Figura 17 capaz de operar em uma faixa em
velocidades entre 4 a 4000 rpm e com potecircncia de 10 CV
Figura 17 CNC Romi Centur 30D
De acordo com as caracteriacutesticas do torno foram escolhidos os paracircmetros mostrados
na Tabela 5 que podem se enquadrar no regime de torneamento em alta velocidade A
profundidade de corte (ap) tambeacutem foi modificada entre as condiccedilotildees [33] Entatildeo o
torneamento das amostras foi fundamentado em um experimento fatorial de quatro
combinaccedilotildees sendo duas repeticcedilotildees para cada combinaccedilatildeo Foi usado um avanccedilo (a)
constante para todas as condiccedilotildees de 02 mmrot A programaccedilatildeo utilizada pode ser
encontrada no Anexo A
Tabela 5 Tabela das Condiccedilotildees
Condiccedilatildeo A B Vc [mmin] ap [mm]
1 -1 -1 500 01
2 -1 1 500 02
3 1 -1 600 01
4 1 1 600 02
29
Onde
Fatores A Velocidade de Corte (Niacuteveis 119881minus1 = 500 119898119898119894119899 e 119881+1 = 600 119898119898119894119899)
B Profundidade de Corte (Niacuteveis 119865minus1 = 01 119898119898 ou 119865+1 = 02 119898119898)
Tratamentos
119881minus1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 02 mm
119881minus1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 02 mm
Unidade
Experimental Mega Pascal
As ferramentas utilizadas foram os insertos VBMT 160408-PM4325 da Sandvik com
geometria mostrada na Figura 18 Para cada condiccedilatildeo foi utilizado um soacute gume de corte para
garantir a uniformidade da aresta de corte e evitar que o desgaste da ferramenta influenciasse
nos resultados finais A Tabela 6 fornece as principais caracteriacutesticas do inserto
Figura 18 Insertos utilizados no torneamento
Tabela 6 Propriedades do inserto
Tamanho Efetivo da aresta de corte (LE) 15806 mm
Diacircmetro ciacuterculo inscrito (IC) 9525 mm
Raio da ponta (RE) 0794 mm
Espessura (S) 4763 mm
30
34 ndash Mediccedilatildeo das tensotildees residuais
As mediccedilotildees de tensotildees residuais foram realizadas no Laboratoacuterio de Anaacutelise de
Tensotildees (LAT) do Departamento de Engenharia Mecacircnica da Universidade Federal
Fluminense (UFF) A teacutecnica adotada foi a de tensometria por difraccedilatildeo de raios-X utilizando-
se o equipamento de anaacutelise de tensotildees da Stressrad (Figura 19)
Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra
As amostras foram medidas em duas direccedilotildees longitudinal (L) e circunferencial copy
conforme detalha a Figura 20 Os seguintes paracircmetros foram adotados
Radiaccedilatildeo Crκα (λ=22809Å) difratando o plano cristalograacutefico (211) da ferrita
Acircngulo de difraccedilatildeo de ferrita (2θ) 1562ordm
Acircngulos Ψ 0ordm 21ordm 30ordm 38ordm 45ordm
Tempo de exposiccedilatildeo ao Raio-X 45s para cada acircngulo Ψ
FONTE DE ALTA TENSAtildeO
AMOSTRA SOFTWARE
TUBO DE Crκα
GONIOcircMETRO
31
Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial
A rugosidade superficial das amostras foi medida com o rugosiacutemetro da Taylor
Hobson Precision Surtronic 25 (Figura 21) As mediccedilotildees foram feitas em pontos distintos da
amostra no sentido longitudinal procurando obter o resultado que melhor representasse a
rugosidade real das amostras Foram realizadas 7 medidas em cada amostra
O paracircmetro adotado foi a rugosidade meacutedia (Ra) na qual o comprimento de mediccedilatildeo
foi de L= 400 e o de amostragem igual a La = 08mm O raio da ponta do apalpador eacute de
5microm conferindo ao equipamento uma resoluccedilatildeo de 001microm com precisatildeo de 2 do valor
medido
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson
32
Capiacutetulo 4
Resultados e discussotildees
As anaacutelises inicias foram com base nos valores de tensatildeo residuais (TR) sendo as
medidas realizadas apoacutes a preparaccedilatildeo das amostras mas devido a heterogeneidade
apresentada pelas mesmas foi realizado um TTAT Apoacutes o tratamento teacutermico obteve-se uma
meacutedia de -144 MPa nas tensotildees residuais longitudinais (L) e de -142 MPa na direccedilatildeo
circunferencial (C) com erro de aproximadamente 15 MPa Apoacutes a usinagem principal as
tensotildees residuais foram medidas novamente e a Tabela 7 apresenta os valores obtidos em
todas as amostras
Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem
Condiccedilatildeo Amostra Tensatildeo Residual [MPa]
Longitudinal (L) Circunferencial (C)
1 2D -183 plusmn 20 435 plusmn 31
2C 67 plusmn 1 550 plusmn 16
2 2B -162 plusmn 33 498 plusmn 0
2A 179 plusmn 25 508 plusmn 101
3 1D -260 plusmn 75 291 plusmn 41
1C -90 plusmn 0 405 plusmn 33
4 1B 97 plusmn 23 369 plusmn 1
1A 125 plusmn 6 262 plusmn 8
A Figura 22 mostra os valores das tensotildees residual nas direccedilotildees circunferencial e longitudinal
respectivamente Com base nos graacuteficos nota-se que o comportamento das TR
circunferenciais eacute homogecircneo e coerente com a literatura [33] onde com valores maiores de
velocidade de corte tem-se uma diminuiccedilatildeo na magnitude das tensotildees trativas Entretanto na
longitudinal haacute muita heterogeneidade nos valores o que torna difiacutecil a anaacutelise dos resultados
nesta direccedilatildeo
33
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Longitudinal
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
1 2 3 4Condiccedilotildees
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Condiccedilotildees
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial
A Tabela 8 apresenta a meacutedia das tensotildees para cada condiccedilatildeo tanto na direccedilatildeo
longitudinal quanto na transversal a fim de analisar a influecircncia de cada paracircmetro nas
tensotildees residuais gerados no torneamento Conforme valores apresentados as tensotildees
superficiais circunferenciais encontram-se no estado de traccedilatildeo enquanto as tensotildees na direccedilatildeo
longitudinal apresentam um misto de compressatildeo e traccedilatildeo
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual
Condiccedilatildeo Tensotildees residuais (MPa)
C L
1 4925 plusmn 5 -58 plusmn 3
2 503 plusmn 7 85 plusmn 5
3 348 plusmn 6 -175 plusmn 6
4 3155 plusmn 2 111 plusmn 4
34
Avaliando o graacutefico da Figura 23 eacute possiacutevel observar uma clara reduccedilatildeo nos valores
das tensotildees quando passamos do regime de velocidade de 500mmin (condiccedilotildees 1 e 2) para o
de 600mmin (condiccedilotildees 3 e 4) Isto sugere que a tendecircncia da tensatildeo residual eacute reduzir seu
valor com o aumento da velocidade de corte conforme previsto na literatura [33] para
condiccedilotildees de transiccedilatildeo baixa-alta velocidade de corte Este comportamento sugere que a
condiccedilatildeo um e dois encontram-se no limiar do regime de altas velocidades
Com relaccedilatildeo ao efeito da profundidade nota-se que o comportamento das tensotildees
residuais eacute resultado da combinaccedilatildeo entre profundidade e velocidade Quando se tem
velocidades de corte maior o aumento da profundidade tende a diminuir os valores das
tensotildees ou seja aumenta o efeito da deformaccedilatildeo plaacutestica sobre o gradiente teacutermico o que natildeo
eacute evidente para velocidades menores
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Profundidade
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial
Na direccedilatildeo longitudinal (Figura 24) percebe-se uma amplificaccedilatildeo do efeito da
profundidade de corte na tensatildeo residual com o aumento da velocidade de corte Para as
amostras que foram submetidas agrave maior velocidade de corte ocorreu um aumento expressivo
da diferenccedila dos valores de tensotildees residuais encontrados em funccedilatildeo de uma mesma
profundidade de corte utilizada Contudo considerando o desvio padratildeo entre as medidas natildeo
35
se pode concluir qual a tendecircncia das TR na direccedilatildeo longitudinal com essa quantidade de
amostras pois haacute muita heterogeneidade nas medidas
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
LongitudinalT
ensatilde
o R
esid
ual (
MP
a)
Profundidade
Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal
Com relaccedilatildeo agrave rugosidade a literatura [10] descreve que com o aumento da velocidade
de corte ocorre uma diminuiccedilatildeo dos valores meacutedios de rugosidade enquanto que o aumento
da profundidade de corte acarreta em valores maiores de rugosidade apesar deste uacuteltimo natildeo
impactar tanto nos resultados Analisando os valores de rugosidade apresentados na Figura 25
em conjunto com a Figura 26 nota-se que os menores valores meacutedios de rugosidade foram
obtidos para os maiores valores de velocidade de corte (condiccedilotildees 3 e 4) Contudo tambeacutem
fica claro que existe uma inconsistecircncia dos valores apresentados na condiccedilatildeo dois O valor
esperado para esta condiccedilatildeo era seguir a tendecircncia das condiccedilotildees trecircs e quatro ou seja o valor
meacutedio de rugosidade da condiccedilatildeo dois deveria ser da mesma magnitude do valor da condiccedilatildeo
um poreacutem superior assim como o da condiccedilatildeo quatro eacute maior do que o da condiccedilatildeo trecircs
36
01 0223
24
25
26
27
28
29
30Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Profundidade
Vc = 500 [mmin] Vc = 600 [mmin]
Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade
1 2 3 423
24
25
26
27
28
29
30 Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Condiccedilatildeo
Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial
Analisando a Figura 27 eacute perceptiacutevel que o aumento da profundidade de corte
ocasionou resultados com tensotildees longitudinais de natureza trativa Isso pode ser relacionado
37
com um possiacutevel fator teacutermico imposto pela maior profundidade de corte sendo mais
evidente com maiores valores de velocidade de corte Entretanto quando se compara tensotildees
residuais com rugosidade novamente natildeo haacute como chegar a conclusotildees
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
1 2 3 4
Longitudinal
Condiccedilotildees
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
24
26
28
30
Rug
osid
ade
(μm
)
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
19
significativamente o estado das tensotildees residuais principalmente as superficiais nos
componentes usinados
Capello et al (2004) [32] fizeram um estudo comparando a influecircncia dos paracircmetros
de corte no torneamento de diferentes materiais nas tensotildees residuais obtidas Nesse trabalho
foi utilizada uma velocidade de corte fixa e quatro paracircmetros distintos profundidade de
corte avanccedilo raio da ponta da ferramenta e acircngulo de entrada para 3 accedilos diferentes Um accedilo
com propriedades mecacircnicas elevadas (39NiCrMo3) o segundo com propriedades
intermediaacuterias (C45 steel) e o terceiro com propriedades baixas (Fe370) Pelos resultados
obtidos foi verificado que os paracircmetros que se expressavam mais nas tensotildees residuais
foram o avanccedilo colocado na maacutequina e o raio da ferramenta Com a elevaccedilatildeo do valor do
avanccedilo e com o aumento do raio da ferramenta as tensotildees geradas resultantes se
pronunciavam com caraacuteter trativo
Garcia et al (2012) [33] realizaram um estudo sobre o efeito dos paracircmetros de corte
na geraccedilatildeo das tensotildees residuais superficiais no torneamento de um accedilo AISI 4340 Como
principais conclusotildees esse trabalho mostrou que com o aumento da velocidade de corte as
tensotildees residuais tendiam a serem menos trativas Contudo as tensotildees residuais tendem a ser
mais trativas com o aumento do avanccedilo possivelmente em virtude do aumento da temperatura
de corte e a rugosidade superficial tambeacutem se elevava Logo a integridade superficial
piorava com o aumento do avanccedilo de corte A Figura 10 mostra as curvas obtidas nas direccedilotildees
de avanccedilo (longitudinal) e direccedilatildeo de corte (circunferencial) onde eacute possiacutevel observar o
comportamento trativo das tensotildees residuais Esses dados indicando que os fatores (teacutermico
deformaccedilatildeo plaacutestica e de transformaccedilatildeo fase) responsaacuteveis pela geraccedilatildeo das tensotildees
superficiais mudam de acordo com o campo da velocidade de corte empregado Neste caso
para velocidades menores o fator mais expressivo eacute a temperatura que gera tensotildees teacutermicas
de traccedilatildeo e para velocidades mais elevadas as tensotildees geradas pela transformaccedilatildeo de fase
eou de deformaccedilatildeo plaacutestica eram as que adquiriam maior importacircncia
20
Figura 10 Tensotildees residuais medidas na direccedilatildeo de longitudinal (a) e na direccedilatildeo
circunferencial (b) [33]
21
233 ndash Tensometria por difraccedilatildeo de Raios-X
Existem diversas teacutecnicas experimentais de se obter os valores de tensatildeo residual
Bordinassi et al (2006) [34] citam que atualmente os dois meacutetodos mais utilizados satildeo o do
furo cego e a tensometria por difraccedilatildeo de raios-X sendo este uacuteltimo o mais utilizado dentre os
dois Martins et al (2004) [35] afirmam tambeacutem que o meacutetodo por difraccedilatildeo de raios-X
apresenta os melhores resultados quando comparado com o meacutetodo micromagneacutetico e
meacutetodo do furo Todas essas teacutecnicas podem ser classificadas de acordo com o niacutevel de dano
introduzido no material em [36]
bull Destrutivas processos que para obtenccedilatildeo das informaccedilotildees de deformaccedilatildeo
necessaacuterias para a anaacutelise das tensotildees residuais comprometem ou
impossibilitam o uso da amostra analisada
bull Natildeo destrutivos natildeo precisam da remoccedilatildeo material e natildeo provocam qualquer
tipo de dano durante a mediccedilatildeo de tensotildees residuais
bull Parcialmente destrutivas alguns autores como Hilson et al (2009) [36]
defendem que existe uma terceira categoria que eacute caracterizada pelo dano na
peccedila poreacutem com possibilidade de utilizaccedilatildeo da amostra como ilustra a Figura
11
Figura 11 Classificaccedilatildeo dos processos de mediccedilatildeo de tensotildees residuais [37]
22
Aleacutem dos danos causados no material outros fatores devem ser levados em
consideraccedilatildeo ao escolher a teacutecnica adequada Satildeo eles [27]
bull Fatores relativos a praticidade custo e disponibilidade do equipamento
portabilidade velocidade de mediccedilatildeo existecircncia de procedimento padronizado e
niacutevel de habilidade requerida do operador
bull Fatores relativo ao material classe do material que pode ser analisado por uma
teacutecnica particular preparaccedilatildeo preacutevia da superfiacutecie e necessidade de propriedades
especiacuteficas
bull Fatores relativos a mediccedilatildeo resoluccedilatildeo penetraccedilatildeo tipo de tensatildeo detectada
gradiente de tensatildeo incerteza e aacuterea ou volume de anaacutelise
A maioria das teacutecnicas existentes satildeo capazes de medir tensotildees residuais do tipo I
Poreacutem somente algumas como difraccedilatildeo de raios-X possuem a resoluccedilatildeo necessaacuteria para
medir tensotildees residuais de tipo II E mesmo com bons niacuteveis de resoluccedilatildeo as incertezas das
mediccedilotildees podem ser elevadas chegando a 30 do valor medido [27] Um resumo desses
fatores estaacute descrito na Tabela 4
Tabela 4 Teacutecnicas e caracteriacutesticas para determinaccedilatildeo da tensatildeo residual [27 Modificado] [27]
Teacutecnica Velocidade Penetraccedilatildeo Aacuterea de anaacutelise
Resoluccedilatildeo Tipo de Tensatildeo
Furos Cego
Raacutepida Meacutedia
Igual ao tamanho do furo
1-2 mm diacircmetro
50 -100 microm I
Difraccedilatildeo de Raio-X
Raacutepida Meacutedia
Ateacute 1 mm 01 ndash 1 mmsup2 20 microm I e II
Ultrassom Raacutepida gt100 mm 1-400 mmsup2 1 mm I
Magneacutetica Raacutepida 20 a 300 microm gt2 mmsup2 5 mm I
A teacutecnica utilizada nos procedimentos experimentais deste trabalho foi a de difraccedilatildeo
de Raios X Atraveacutes desta teacutecnica a deformaccedilatildeo causada na superfiacutecie eacute obtida pela razatildeo da
variaccedilatildeo da distacircncia interplanar pela distacircncia livre de deformaccedilatildeo Como pode ser
observado na Figura 12 o paracircmetro chamado de distacircncia interplanar eacute representado pela
letra ldquodrdquo Esta distacircncia eacute entatildeo convertida em tensatildeo segundo equaccedilotildees derivadas da teoria
da elasticidade [38] ou seja a variaccedilatildeo da distacircncia entre planos cristalinos induzida pela
presenccedila de tensotildees eacute medida com base na lei de Bragg e as tensotildees satildeo calculadas
23
assumindo-se que a distorccedilatildeo ocorre no regime elaacutestico Desta forma somente a parte elaacutestica
do campo de deformaccedilotildees eacute medida uma vez que a deformaccedilatildeo plaacutestica natildeo afeta os
paracircmetros cristalinos Como dito anteriormente esta eacute uma teacutecnica natildeo destrutiva e como a
maioria das teacutecnicas natildeo destrutivas eacute limitada agraves camadas superficiais na ordem de 10 microm
[35]
Figura 12 Difraccedilatildeo de raios-X em cristais simples carregados e descarregados [39]
Bragg descreve a difraccedilatildeo de raios X no estado inicial natildeo deformado como uma
reflexatildeo segundo alguns planos cristalinos Estes planos possuem uma distacircncia ldquodrdquo chamada
de distacircncia interplanar Um feixe paralelo de raios-X de comprimento de onda λ que incide
na superfiacutecie deste material com um acircngulo de incidecircncia θ iraacute sofrer uma difraccedilatildeo sob o
mesmo acircngulo θ desde que a equaccedilatildeo de Bragg seja satisfeita (equaccedilatildeo 31)
119899 = 2119889 ∙ 119904119890119899120579 (31)
24
Entatildeo ao utilizar um feixe de raios-X monocromaacuteticos (λ = constante) o valor do
acircngulo θ referente a uma intensidade maacutexima de difraccedilatildeo depende somente da distacircncia
interplanar ldquodrdquo
A derivada da expressatildeo de Bragg indica que
∆119889
119889+
119888119900119904120579
119904119890119899120579∙ ∆120579 = 0 (32)
120576 = minus∆120579 ∙ cot 119892120579 (33)
∆120579 = 120579119888119900119898 119905119890119899119904atilde119900 minus 120579119904119890119898 119905119890119899119904atilde119900 (34)
Medindo ∆120579 pode-se calcular a deformaccedilatildeo e consequentemente a respectiva tensatildeo
residual Vaacuterios meacutetodos satildeo propostos para determinaccedilatildeo das deformaccedilotildees segundo a
difraccedilatildeo de raiosndashX [39] [40] Poreacutem no escopo deste trabalho seraacute tratado somente o meacutetodo
do sensup2 Segundo Bordinassi et al (2006) [34] este meacutetodo tem sua maior aplicabilidade
quando se busca maior exatidatildeo nas medidas cujas amostras possuem um certo grau de
textura Este meacutetodo nada mais eacute que a adequaccedilatildeo da Equaccedilatildeo 33 utilizando coordenadas
polares (Figura 13) ao estado real de tensotildees que resulta em
120576(120593) = cot 119892120579 ∙ (120579120593 minus 120579119900) (35)
Figura 13 Sistema de coordenadas polares [41 Modificado] [41]
Sabendo que
25
120576120593 = (1205901 ∙ 1198881199001199042120593 + 1205902 ∙ 1199041198901198992120593)1199041198901198992 minus 120583(1205901 + 1205902 + 1205903)
119864 (36)
Mantendo o acircngulo 120593 fixo e determinando a diferenccedila entre as deformaccedilotildees em duas
direccedilotildees distintas atraveacutes do acircngulo obtemos
120576(1205932) minus 120576(1205931) = cot 119892120579119900 ∙ (1205791205932minus 1205791205931
) (37)
Reescrevendo o primeiro termo da equaccedilatildeo 36 em funccedilatildeo da diferenccedila de deformaccedilatildeo
entre duas direccedilotildees diferentes temos
120576(1205932) minus 120576(1205931) =(1 + 120583) ∙ 120590120593 ∙ (11990411989011989922 minus 11990411989011989921)
119864 (38)
Substituindo o primeiro membro da Equaccedilatildeo 38 pelo segundo membro da equaccedilatildeo 37
obteacutem-se a equaccedilatildeo utilizada na mediccedilatildeo de tensotildees residuais
120590120593 =119864
(1 + 120583)∙ cot 119892120579119900 ∙
(1205791205932minus 1205791205931
)
(11990411989011989922 minus 11990411989011989921) (38)
O graacutefico da Figura 14 eacute obtido pela plotagem das variaccedilotildees dos acircngulos de difraccedilatildeo
2θ com as variaccedilotildees dos acircngulos de incidecircncia dos raios-X Podemos observar a partir da
equaccedilatildeo 38 que a tensatildeo residual eacute diretamente proporcional agrave derivada de 2θ em funccedilatildeo de
sensup2ψ
Figura 14 Estado de tensatildeo do material em funccedilatildeo do declive da curva 2θ x sensup2ψ [41]
26
Capiacutetulo 3
Materiais e Meacutetodos
A realizaccedilatildeo do procedimento experimental teve algumas fases dentre as quais pode-
se citar a preparaccedilatildeo das amostras torneamento em alta velocidade mediccedilatildeo das tensotildees
residuais superficiais por difraccedilatildeo de raios-x e anaacutelise dos resultados Os itens subsequentes
descrevem em detalhes todos os meacutetodos equipamentos e procedimentos utilizados neste
trabalho
31 ndash Material
O material utilizado na confecccedilatildeo das amostras foi o accedilo SAE 4140 cuja a dureza
medida foi de aproximadamente 15 HRc Este accedilo foi adquirido em barras de duas polegadas
de diacircmetro por 120 mm de comprimento e em cada barra foi confeccionado 4 amostras
conforme a Figura 15
Figura 15 Representaccedilatildeo esquemaacutetica das amostras
27
32 ndash Preparaccedilatildeo das amostras
A amostra foi usinada no torno mecacircnico convencional do Laboratoacuterio de Pesquisa em
Usinagem (LABUS) do Centro Federal de Ensino Tecnoloacutegico Celso Suckow da Fonseca
(CEFET ndash RJ Maracanatilde) conforme a Figura 16 Na operaccedilatildeo foi utilizado fluido de corte
para tentar amenizar a influecircncia desta usinagem no resultado final
Figura 16 Torno utilizado na preparaccedilatildeo da amostra
A partir dos resultados obtidos das tensotildees residuais apoacutes a usinagem no torno
convencional constatou-se que as medidas foram muito aleatoacuterias devido ao desgaste da
ferramenta utilizada e entatildeo optou-se por realizar um tratamento teacutermico de aliacutevio de tensotildees
(TTAT) para evitar que os resultados da usinagem principal fossem influenciados pela
operaccedilatildeo anterior As amostras foram aquecidas agrave uma taxa de aproximadamente 175 ordmC
min Apoacutes atingida e estabilizada a temperatura de 600degC a amostra permaneceu nesta
condiccedilatildeo por 2 horas sendo posteriormente resfriada no forno Os valores das tensotildees foram
medidos novamente apoacutes o tratamento
28
33 ndash Torneamento em Alta Velocidade
O torno utilizado nas operaccedilotildees em alta velocidade foi o centro de torneamento Romi
modelo Centur 30D conforme apresenta a Figura 17 capaz de operar em uma faixa em
velocidades entre 4 a 4000 rpm e com potecircncia de 10 CV
Figura 17 CNC Romi Centur 30D
De acordo com as caracteriacutesticas do torno foram escolhidos os paracircmetros mostrados
na Tabela 5 que podem se enquadrar no regime de torneamento em alta velocidade A
profundidade de corte (ap) tambeacutem foi modificada entre as condiccedilotildees [33] Entatildeo o
torneamento das amostras foi fundamentado em um experimento fatorial de quatro
combinaccedilotildees sendo duas repeticcedilotildees para cada combinaccedilatildeo Foi usado um avanccedilo (a)
constante para todas as condiccedilotildees de 02 mmrot A programaccedilatildeo utilizada pode ser
encontrada no Anexo A
Tabela 5 Tabela das Condiccedilotildees
Condiccedilatildeo A B Vc [mmin] ap [mm]
1 -1 -1 500 01
2 -1 1 500 02
3 1 -1 600 01
4 1 1 600 02
29
Onde
Fatores A Velocidade de Corte (Niacuteveis 119881minus1 = 500 119898119898119894119899 e 119881+1 = 600 119898119898119894119899)
B Profundidade de Corte (Niacuteveis 119865minus1 = 01 119898119898 ou 119865+1 = 02 119898119898)
Tratamentos
119881minus1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 02 mm
119881minus1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 02 mm
Unidade
Experimental Mega Pascal
As ferramentas utilizadas foram os insertos VBMT 160408-PM4325 da Sandvik com
geometria mostrada na Figura 18 Para cada condiccedilatildeo foi utilizado um soacute gume de corte para
garantir a uniformidade da aresta de corte e evitar que o desgaste da ferramenta influenciasse
nos resultados finais A Tabela 6 fornece as principais caracteriacutesticas do inserto
Figura 18 Insertos utilizados no torneamento
Tabela 6 Propriedades do inserto
Tamanho Efetivo da aresta de corte (LE) 15806 mm
Diacircmetro ciacuterculo inscrito (IC) 9525 mm
Raio da ponta (RE) 0794 mm
Espessura (S) 4763 mm
30
34 ndash Mediccedilatildeo das tensotildees residuais
As mediccedilotildees de tensotildees residuais foram realizadas no Laboratoacuterio de Anaacutelise de
Tensotildees (LAT) do Departamento de Engenharia Mecacircnica da Universidade Federal
Fluminense (UFF) A teacutecnica adotada foi a de tensometria por difraccedilatildeo de raios-X utilizando-
se o equipamento de anaacutelise de tensotildees da Stressrad (Figura 19)
Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra
As amostras foram medidas em duas direccedilotildees longitudinal (L) e circunferencial copy
conforme detalha a Figura 20 Os seguintes paracircmetros foram adotados
Radiaccedilatildeo Crκα (λ=22809Å) difratando o plano cristalograacutefico (211) da ferrita
Acircngulo de difraccedilatildeo de ferrita (2θ) 1562ordm
Acircngulos Ψ 0ordm 21ordm 30ordm 38ordm 45ordm
Tempo de exposiccedilatildeo ao Raio-X 45s para cada acircngulo Ψ
FONTE DE ALTA TENSAtildeO
AMOSTRA SOFTWARE
TUBO DE Crκα
GONIOcircMETRO
31
Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial
A rugosidade superficial das amostras foi medida com o rugosiacutemetro da Taylor
Hobson Precision Surtronic 25 (Figura 21) As mediccedilotildees foram feitas em pontos distintos da
amostra no sentido longitudinal procurando obter o resultado que melhor representasse a
rugosidade real das amostras Foram realizadas 7 medidas em cada amostra
O paracircmetro adotado foi a rugosidade meacutedia (Ra) na qual o comprimento de mediccedilatildeo
foi de L= 400 e o de amostragem igual a La = 08mm O raio da ponta do apalpador eacute de
5microm conferindo ao equipamento uma resoluccedilatildeo de 001microm com precisatildeo de 2 do valor
medido
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson
32
Capiacutetulo 4
Resultados e discussotildees
As anaacutelises inicias foram com base nos valores de tensatildeo residuais (TR) sendo as
medidas realizadas apoacutes a preparaccedilatildeo das amostras mas devido a heterogeneidade
apresentada pelas mesmas foi realizado um TTAT Apoacutes o tratamento teacutermico obteve-se uma
meacutedia de -144 MPa nas tensotildees residuais longitudinais (L) e de -142 MPa na direccedilatildeo
circunferencial (C) com erro de aproximadamente 15 MPa Apoacutes a usinagem principal as
tensotildees residuais foram medidas novamente e a Tabela 7 apresenta os valores obtidos em
todas as amostras
Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem
Condiccedilatildeo Amostra Tensatildeo Residual [MPa]
Longitudinal (L) Circunferencial (C)
1 2D -183 plusmn 20 435 plusmn 31
2C 67 plusmn 1 550 plusmn 16
2 2B -162 plusmn 33 498 plusmn 0
2A 179 plusmn 25 508 plusmn 101
3 1D -260 plusmn 75 291 plusmn 41
1C -90 plusmn 0 405 plusmn 33
4 1B 97 plusmn 23 369 plusmn 1
1A 125 plusmn 6 262 plusmn 8
A Figura 22 mostra os valores das tensotildees residual nas direccedilotildees circunferencial e longitudinal
respectivamente Com base nos graacuteficos nota-se que o comportamento das TR
circunferenciais eacute homogecircneo e coerente com a literatura [33] onde com valores maiores de
velocidade de corte tem-se uma diminuiccedilatildeo na magnitude das tensotildees trativas Entretanto na
longitudinal haacute muita heterogeneidade nos valores o que torna difiacutecil a anaacutelise dos resultados
nesta direccedilatildeo
33
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Longitudinal
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
1 2 3 4Condiccedilotildees
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Condiccedilotildees
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial
A Tabela 8 apresenta a meacutedia das tensotildees para cada condiccedilatildeo tanto na direccedilatildeo
longitudinal quanto na transversal a fim de analisar a influecircncia de cada paracircmetro nas
tensotildees residuais gerados no torneamento Conforme valores apresentados as tensotildees
superficiais circunferenciais encontram-se no estado de traccedilatildeo enquanto as tensotildees na direccedilatildeo
longitudinal apresentam um misto de compressatildeo e traccedilatildeo
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual
Condiccedilatildeo Tensotildees residuais (MPa)
C L
1 4925 plusmn 5 -58 plusmn 3
2 503 plusmn 7 85 plusmn 5
3 348 plusmn 6 -175 plusmn 6
4 3155 plusmn 2 111 plusmn 4
34
Avaliando o graacutefico da Figura 23 eacute possiacutevel observar uma clara reduccedilatildeo nos valores
das tensotildees quando passamos do regime de velocidade de 500mmin (condiccedilotildees 1 e 2) para o
de 600mmin (condiccedilotildees 3 e 4) Isto sugere que a tendecircncia da tensatildeo residual eacute reduzir seu
valor com o aumento da velocidade de corte conforme previsto na literatura [33] para
condiccedilotildees de transiccedilatildeo baixa-alta velocidade de corte Este comportamento sugere que a
condiccedilatildeo um e dois encontram-se no limiar do regime de altas velocidades
Com relaccedilatildeo ao efeito da profundidade nota-se que o comportamento das tensotildees
residuais eacute resultado da combinaccedilatildeo entre profundidade e velocidade Quando se tem
velocidades de corte maior o aumento da profundidade tende a diminuir os valores das
tensotildees ou seja aumenta o efeito da deformaccedilatildeo plaacutestica sobre o gradiente teacutermico o que natildeo
eacute evidente para velocidades menores
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Profundidade
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial
Na direccedilatildeo longitudinal (Figura 24) percebe-se uma amplificaccedilatildeo do efeito da
profundidade de corte na tensatildeo residual com o aumento da velocidade de corte Para as
amostras que foram submetidas agrave maior velocidade de corte ocorreu um aumento expressivo
da diferenccedila dos valores de tensotildees residuais encontrados em funccedilatildeo de uma mesma
profundidade de corte utilizada Contudo considerando o desvio padratildeo entre as medidas natildeo
35
se pode concluir qual a tendecircncia das TR na direccedilatildeo longitudinal com essa quantidade de
amostras pois haacute muita heterogeneidade nas medidas
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
LongitudinalT
ensatilde
o R
esid
ual (
MP
a)
Profundidade
Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal
Com relaccedilatildeo agrave rugosidade a literatura [10] descreve que com o aumento da velocidade
de corte ocorre uma diminuiccedilatildeo dos valores meacutedios de rugosidade enquanto que o aumento
da profundidade de corte acarreta em valores maiores de rugosidade apesar deste uacuteltimo natildeo
impactar tanto nos resultados Analisando os valores de rugosidade apresentados na Figura 25
em conjunto com a Figura 26 nota-se que os menores valores meacutedios de rugosidade foram
obtidos para os maiores valores de velocidade de corte (condiccedilotildees 3 e 4) Contudo tambeacutem
fica claro que existe uma inconsistecircncia dos valores apresentados na condiccedilatildeo dois O valor
esperado para esta condiccedilatildeo era seguir a tendecircncia das condiccedilotildees trecircs e quatro ou seja o valor
meacutedio de rugosidade da condiccedilatildeo dois deveria ser da mesma magnitude do valor da condiccedilatildeo
um poreacutem superior assim como o da condiccedilatildeo quatro eacute maior do que o da condiccedilatildeo trecircs
36
01 0223
24
25
26
27
28
29
30Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Profundidade
Vc = 500 [mmin] Vc = 600 [mmin]
Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade
1 2 3 423
24
25
26
27
28
29
30 Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Condiccedilatildeo
Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial
Analisando a Figura 27 eacute perceptiacutevel que o aumento da profundidade de corte
ocasionou resultados com tensotildees longitudinais de natureza trativa Isso pode ser relacionado
37
com um possiacutevel fator teacutermico imposto pela maior profundidade de corte sendo mais
evidente com maiores valores de velocidade de corte Entretanto quando se compara tensotildees
residuais com rugosidade novamente natildeo haacute como chegar a conclusotildees
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
1 2 3 4
Longitudinal
Condiccedilotildees
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
24
26
28
30
Rug
osid
ade
(μm
)
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
20
Figura 10 Tensotildees residuais medidas na direccedilatildeo de longitudinal (a) e na direccedilatildeo
circunferencial (b) [33]
21
233 ndash Tensometria por difraccedilatildeo de Raios-X
Existem diversas teacutecnicas experimentais de se obter os valores de tensatildeo residual
Bordinassi et al (2006) [34] citam que atualmente os dois meacutetodos mais utilizados satildeo o do
furo cego e a tensometria por difraccedilatildeo de raios-X sendo este uacuteltimo o mais utilizado dentre os
dois Martins et al (2004) [35] afirmam tambeacutem que o meacutetodo por difraccedilatildeo de raios-X
apresenta os melhores resultados quando comparado com o meacutetodo micromagneacutetico e
meacutetodo do furo Todas essas teacutecnicas podem ser classificadas de acordo com o niacutevel de dano
introduzido no material em [36]
bull Destrutivas processos que para obtenccedilatildeo das informaccedilotildees de deformaccedilatildeo
necessaacuterias para a anaacutelise das tensotildees residuais comprometem ou
impossibilitam o uso da amostra analisada
bull Natildeo destrutivos natildeo precisam da remoccedilatildeo material e natildeo provocam qualquer
tipo de dano durante a mediccedilatildeo de tensotildees residuais
bull Parcialmente destrutivas alguns autores como Hilson et al (2009) [36]
defendem que existe uma terceira categoria que eacute caracterizada pelo dano na
peccedila poreacutem com possibilidade de utilizaccedilatildeo da amostra como ilustra a Figura
11
Figura 11 Classificaccedilatildeo dos processos de mediccedilatildeo de tensotildees residuais [37]
22
Aleacutem dos danos causados no material outros fatores devem ser levados em
consideraccedilatildeo ao escolher a teacutecnica adequada Satildeo eles [27]
bull Fatores relativos a praticidade custo e disponibilidade do equipamento
portabilidade velocidade de mediccedilatildeo existecircncia de procedimento padronizado e
niacutevel de habilidade requerida do operador
bull Fatores relativo ao material classe do material que pode ser analisado por uma
teacutecnica particular preparaccedilatildeo preacutevia da superfiacutecie e necessidade de propriedades
especiacuteficas
bull Fatores relativos a mediccedilatildeo resoluccedilatildeo penetraccedilatildeo tipo de tensatildeo detectada
gradiente de tensatildeo incerteza e aacuterea ou volume de anaacutelise
A maioria das teacutecnicas existentes satildeo capazes de medir tensotildees residuais do tipo I
Poreacutem somente algumas como difraccedilatildeo de raios-X possuem a resoluccedilatildeo necessaacuteria para
medir tensotildees residuais de tipo II E mesmo com bons niacuteveis de resoluccedilatildeo as incertezas das
mediccedilotildees podem ser elevadas chegando a 30 do valor medido [27] Um resumo desses
fatores estaacute descrito na Tabela 4
Tabela 4 Teacutecnicas e caracteriacutesticas para determinaccedilatildeo da tensatildeo residual [27 Modificado] [27]
Teacutecnica Velocidade Penetraccedilatildeo Aacuterea de anaacutelise
Resoluccedilatildeo Tipo de Tensatildeo
Furos Cego
Raacutepida Meacutedia
Igual ao tamanho do furo
1-2 mm diacircmetro
50 -100 microm I
Difraccedilatildeo de Raio-X
Raacutepida Meacutedia
Ateacute 1 mm 01 ndash 1 mmsup2 20 microm I e II
Ultrassom Raacutepida gt100 mm 1-400 mmsup2 1 mm I
Magneacutetica Raacutepida 20 a 300 microm gt2 mmsup2 5 mm I
A teacutecnica utilizada nos procedimentos experimentais deste trabalho foi a de difraccedilatildeo
de Raios X Atraveacutes desta teacutecnica a deformaccedilatildeo causada na superfiacutecie eacute obtida pela razatildeo da
variaccedilatildeo da distacircncia interplanar pela distacircncia livre de deformaccedilatildeo Como pode ser
observado na Figura 12 o paracircmetro chamado de distacircncia interplanar eacute representado pela
letra ldquodrdquo Esta distacircncia eacute entatildeo convertida em tensatildeo segundo equaccedilotildees derivadas da teoria
da elasticidade [38] ou seja a variaccedilatildeo da distacircncia entre planos cristalinos induzida pela
presenccedila de tensotildees eacute medida com base na lei de Bragg e as tensotildees satildeo calculadas
23
assumindo-se que a distorccedilatildeo ocorre no regime elaacutestico Desta forma somente a parte elaacutestica
do campo de deformaccedilotildees eacute medida uma vez que a deformaccedilatildeo plaacutestica natildeo afeta os
paracircmetros cristalinos Como dito anteriormente esta eacute uma teacutecnica natildeo destrutiva e como a
maioria das teacutecnicas natildeo destrutivas eacute limitada agraves camadas superficiais na ordem de 10 microm
[35]
Figura 12 Difraccedilatildeo de raios-X em cristais simples carregados e descarregados [39]
Bragg descreve a difraccedilatildeo de raios X no estado inicial natildeo deformado como uma
reflexatildeo segundo alguns planos cristalinos Estes planos possuem uma distacircncia ldquodrdquo chamada
de distacircncia interplanar Um feixe paralelo de raios-X de comprimento de onda λ que incide
na superfiacutecie deste material com um acircngulo de incidecircncia θ iraacute sofrer uma difraccedilatildeo sob o
mesmo acircngulo θ desde que a equaccedilatildeo de Bragg seja satisfeita (equaccedilatildeo 31)
119899 = 2119889 ∙ 119904119890119899120579 (31)
24
Entatildeo ao utilizar um feixe de raios-X monocromaacuteticos (λ = constante) o valor do
acircngulo θ referente a uma intensidade maacutexima de difraccedilatildeo depende somente da distacircncia
interplanar ldquodrdquo
A derivada da expressatildeo de Bragg indica que
∆119889
119889+
119888119900119904120579
119904119890119899120579∙ ∆120579 = 0 (32)
120576 = minus∆120579 ∙ cot 119892120579 (33)
∆120579 = 120579119888119900119898 119905119890119899119904atilde119900 minus 120579119904119890119898 119905119890119899119904atilde119900 (34)
Medindo ∆120579 pode-se calcular a deformaccedilatildeo e consequentemente a respectiva tensatildeo
residual Vaacuterios meacutetodos satildeo propostos para determinaccedilatildeo das deformaccedilotildees segundo a
difraccedilatildeo de raiosndashX [39] [40] Poreacutem no escopo deste trabalho seraacute tratado somente o meacutetodo
do sensup2 Segundo Bordinassi et al (2006) [34] este meacutetodo tem sua maior aplicabilidade
quando se busca maior exatidatildeo nas medidas cujas amostras possuem um certo grau de
textura Este meacutetodo nada mais eacute que a adequaccedilatildeo da Equaccedilatildeo 33 utilizando coordenadas
polares (Figura 13) ao estado real de tensotildees que resulta em
120576(120593) = cot 119892120579 ∙ (120579120593 minus 120579119900) (35)
Figura 13 Sistema de coordenadas polares [41 Modificado] [41]
Sabendo que
25
120576120593 = (1205901 ∙ 1198881199001199042120593 + 1205902 ∙ 1199041198901198992120593)1199041198901198992 minus 120583(1205901 + 1205902 + 1205903)
119864 (36)
Mantendo o acircngulo 120593 fixo e determinando a diferenccedila entre as deformaccedilotildees em duas
direccedilotildees distintas atraveacutes do acircngulo obtemos
120576(1205932) minus 120576(1205931) = cot 119892120579119900 ∙ (1205791205932minus 1205791205931
) (37)
Reescrevendo o primeiro termo da equaccedilatildeo 36 em funccedilatildeo da diferenccedila de deformaccedilatildeo
entre duas direccedilotildees diferentes temos
120576(1205932) minus 120576(1205931) =(1 + 120583) ∙ 120590120593 ∙ (11990411989011989922 minus 11990411989011989921)
119864 (38)
Substituindo o primeiro membro da Equaccedilatildeo 38 pelo segundo membro da equaccedilatildeo 37
obteacutem-se a equaccedilatildeo utilizada na mediccedilatildeo de tensotildees residuais
120590120593 =119864
(1 + 120583)∙ cot 119892120579119900 ∙
(1205791205932minus 1205791205931
)
(11990411989011989922 minus 11990411989011989921) (38)
O graacutefico da Figura 14 eacute obtido pela plotagem das variaccedilotildees dos acircngulos de difraccedilatildeo
2θ com as variaccedilotildees dos acircngulos de incidecircncia dos raios-X Podemos observar a partir da
equaccedilatildeo 38 que a tensatildeo residual eacute diretamente proporcional agrave derivada de 2θ em funccedilatildeo de
sensup2ψ
Figura 14 Estado de tensatildeo do material em funccedilatildeo do declive da curva 2θ x sensup2ψ [41]
26
Capiacutetulo 3
Materiais e Meacutetodos
A realizaccedilatildeo do procedimento experimental teve algumas fases dentre as quais pode-
se citar a preparaccedilatildeo das amostras torneamento em alta velocidade mediccedilatildeo das tensotildees
residuais superficiais por difraccedilatildeo de raios-x e anaacutelise dos resultados Os itens subsequentes
descrevem em detalhes todos os meacutetodos equipamentos e procedimentos utilizados neste
trabalho
31 ndash Material
O material utilizado na confecccedilatildeo das amostras foi o accedilo SAE 4140 cuja a dureza
medida foi de aproximadamente 15 HRc Este accedilo foi adquirido em barras de duas polegadas
de diacircmetro por 120 mm de comprimento e em cada barra foi confeccionado 4 amostras
conforme a Figura 15
Figura 15 Representaccedilatildeo esquemaacutetica das amostras
27
32 ndash Preparaccedilatildeo das amostras
A amostra foi usinada no torno mecacircnico convencional do Laboratoacuterio de Pesquisa em
Usinagem (LABUS) do Centro Federal de Ensino Tecnoloacutegico Celso Suckow da Fonseca
(CEFET ndash RJ Maracanatilde) conforme a Figura 16 Na operaccedilatildeo foi utilizado fluido de corte
para tentar amenizar a influecircncia desta usinagem no resultado final
Figura 16 Torno utilizado na preparaccedilatildeo da amostra
A partir dos resultados obtidos das tensotildees residuais apoacutes a usinagem no torno
convencional constatou-se que as medidas foram muito aleatoacuterias devido ao desgaste da
ferramenta utilizada e entatildeo optou-se por realizar um tratamento teacutermico de aliacutevio de tensotildees
(TTAT) para evitar que os resultados da usinagem principal fossem influenciados pela
operaccedilatildeo anterior As amostras foram aquecidas agrave uma taxa de aproximadamente 175 ordmC
min Apoacutes atingida e estabilizada a temperatura de 600degC a amostra permaneceu nesta
condiccedilatildeo por 2 horas sendo posteriormente resfriada no forno Os valores das tensotildees foram
medidos novamente apoacutes o tratamento
28
33 ndash Torneamento em Alta Velocidade
O torno utilizado nas operaccedilotildees em alta velocidade foi o centro de torneamento Romi
modelo Centur 30D conforme apresenta a Figura 17 capaz de operar em uma faixa em
velocidades entre 4 a 4000 rpm e com potecircncia de 10 CV
Figura 17 CNC Romi Centur 30D
De acordo com as caracteriacutesticas do torno foram escolhidos os paracircmetros mostrados
na Tabela 5 que podem se enquadrar no regime de torneamento em alta velocidade A
profundidade de corte (ap) tambeacutem foi modificada entre as condiccedilotildees [33] Entatildeo o
torneamento das amostras foi fundamentado em um experimento fatorial de quatro
combinaccedilotildees sendo duas repeticcedilotildees para cada combinaccedilatildeo Foi usado um avanccedilo (a)
constante para todas as condiccedilotildees de 02 mmrot A programaccedilatildeo utilizada pode ser
encontrada no Anexo A
Tabela 5 Tabela das Condiccedilotildees
Condiccedilatildeo A B Vc [mmin] ap [mm]
1 -1 -1 500 01
2 -1 1 500 02
3 1 -1 600 01
4 1 1 600 02
29
Onde
Fatores A Velocidade de Corte (Niacuteveis 119881minus1 = 500 119898119898119894119899 e 119881+1 = 600 119898119898119894119899)
B Profundidade de Corte (Niacuteveis 119865minus1 = 01 119898119898 ou 119865+1 = 02 119898119898)
Tratamentos
119881minus1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 02 mm
119881minus1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 02 mm
Unidade
Experimental Mega Pascal
As ferramentas utilizadas foram os insertos VBMT 160408-PM4325 da Sandvik com
geometria mostrada na Figura 18 Para cada condiccedilatildeo foi utilizado um soacute gume de corte para
garantir a uniformidade da aresta de corte e evitar que o desgaste da ferramenta influenciasse
nos resultados finais A Tabela 6 fornece as principais caracteriacutesticas do inserto
Figura 18 Insertos utilizados no torneamento
Tabela 6 Propriedades do inserto
Tamanho Efetivo da aresta de corte (LE) 15806 mm
Diacircmetro ciacuterculo inscrito (IC) 9525 mm
Raio da ponta (RE) 0794 mm
Espessura (S) 4763 mm
30
34 ndash Mediccedilatildeo das tensotildees residuais
As mediccedilotildees de tensotildees residuais foram realizadas no Laboratoacuterio de Anaacutelise de
Tensotildees (LAT) do Departamento de Engenharia Mecacircnica da Universidade Federal
Fluminense (UFF) A teacutecnica adotada foi a de tensometria por difraccedilatildeo de raios-X utilizando-
se o equipamento de anaacutelise de tensotildees da Stressrad (Figura 19)
Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra
As amostras foram medidas em duas direccedilotildees longitudinal (L) e circunferencial copy
conforme detalha a Figura 20 Os seguintes paracircmetros foram adotados
Radiaccedilatildeo Crκα (λ=22809Å) difratando o plano cristalograacutefico (211) da ferrita
Acircngulo de difraccedilatildeo de ferrita (2θ) 1562ordm
Acircngulos Ψ 0ordm 21ordm 30ordm 38ordm 45ordm
Tempo de exposiccedilatildeo ao Raio-X 45s para cada acircngulo Ψ
FONTE DE ALTA TENSAtildeO
AMOSTRA SOFTWARE
TUBO DE Crκα
GONIOcircMETRO
31
Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial
A rugosidade superficial das amostras foi medida com o rugosiacutemetro da Taylor
Hobson Precision Surtronic 25 (Figura 21) As mediccedilotildees foram feitas em pontos distintos da
amostra no sentido longitudinal procurando obter o resultado que melhor representasse a
rugosidade real das amostras Foram realizadas 7 medidas em cada amostra
O paracircmetro adotado foi a rugosidade meacutedia (Ra) na qual o comprimento de mediccedilatildeo
foi de L= 400 e o de amostragem igual a La = 08mm O raio da ponta do apalpador eacute de
5microm conferindo ao equipamento uma resoluccedilatildeo de 001microm com precisatildeo de 2 do valor
medido
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson
32
Capiacutetulo 4
Resultados e discussotildees
As anaacutelises inicias foram com base nos valores de tensatildeo residuais (TR) sendo as
medidas realizadas apoacutes a preparaccedilatildeo das amostras mas devido a heterogeneidade
apresentada pelas mesmas foi realizado um TTAT Apoacutes o tratamento teacutermico obteve-se uma
meacutedia de -144 MPa nas tensotildees residuais longitudinais (L) e de -142 MPa na direccedilatildeo
circunferencial (C) com erro de aproximadamente 15 MPa Apoacutes a usinagem principal as
tensotildees residuais foram medidas novamente e a Tabela 7 apresenta os valores obtidos em
todas as amostras
Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem
Condiccedilatildeo Amostra Tensatildeo Residual [MPa]
Longitudinal (L) Circunferencial (C)
1 2D -183 plusmn 20 435 plusmn 31
2C 67 plusmn 1 550 plusmn 16
2 2B -162 plusmn 33 498 plusmn 0
2A 179 plusmn 25 508 plusmn 101
3 1D -260 plusmn 75 291 plusmn 41
1C -90 plusmn 0 405 plusmn 33
4 1B 97 plusmn 23 369 plusmn 1
1A 125 plusmn 6 262 plusmn 8
A Figura 22 mostra os valores das tensotildees residual nas direccedilotildees circunferencial e longitudinal
respectivamente Com base nos graacuteficos nota-se que o comportamento das TR
circunferenciais eacute homogecircneo e coerente com a literatura [33] onde com valores maiores de
velocidade de corte tem-se uma diminuiccedilatildeo na magnitude das tensotildees trativas Entretanto na
longitudinal haacute muita heterogeneidade nos valores o que torna difiacutecil a anaacutelise dos resultados
nesta direccedilatildeo
33
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Longitudinal
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
1 2 3 4Condiccedilotildees
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Condiccedilotildees
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial
A Tabela 8 apresenta a meacutedia das tensotildees para cada condiccedilatildeo tanto na direccedilatildeo
longitudinal quanto na transversal a fim de analisar a influecircncia de cada paracircmetro nas
tensotildees residuais gerados no torneamento Conforme valores apresentados as tensotildees
superficiais circunferenciais encontram-se no estado de traccedilatildeo enquanto as tensotildees na direccedilatildeo
longitudinal apresentam um misto de compressatildeo e traccedilatildeo
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual
Condiccedilatildeo Tensotildees residuais (MPa)
C L
1 4925 plusmn 5 -58 plusmn 3
2 503 plusmn 7 85 plusmn 5
3 348 plusmn 6 -175 plusmn 6
4 3155 plusmn 2 111 plusmn 4
34
Avaliando o graacutefico da Figura 23 eacute possiacutevel observar uma clara reduccedilatildeo nos valores
das tensotildees quando passamos do regime de velocidade de 500mmin (condiccedilotildees 1 e 2) para o
de 600mmin (condiccedilotildees 3 e 4) Isto sugere que a tendecircncia da tensatildeo residual eacute reduzir seu
valor com o aumento da velocidade de corte conforme previsto na literatura [33] para
condiccedilotildees de transiccedilatildeo baixa-alta velocidade de corte Este comportamento sugere que a
condiccedilatildeo um e dois encontram-se no limiar do regime de altas velocidades
Com relaccedilatildeo ao efeito da profundidade nota-se que o comportamento das tensotildees
residuais eacute resultado da combinaccedilatildeo entre profundidade e velocidade Quando se tem
velocidades de corte maior o aumento da profundidade tende a diminuir os valores das
tensotildees ou seja aumenta o efeito da deformaccedilatildeo plaacutestica sobre o gradiente teacutermico o que natildeo
eacute evidente para velocidades menores
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Profundidade
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial
Na direccedilatildeo longitudinal (Figura 24) percebe-se uma amplificaccedilatildeo do efeito da
profundidade de corte na tensatildeo residual com o aumento da velocidade de corte Para as
amostras que foram submetidas agrave maior velocidade de corte ocorreu um aumento expressivo
da diferenccedila dos valores de tensotildees residuais encontrados em funccedilatildeo de uma mesma
profundidade de corte utilizada Contudo considerando o desvio padratildeo entre as medidas natildeo
35
se pode concluir qual a tendecircncia das TR na direccedilatildeo longitudinal com essa quantidade de
amostras pois haacute muita heterogeneidade nas medidas
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
LongitudinalT
ensatilde
o R
esid
ual (
MP
a)
Profundidade
Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal
Com relaccedilatildeo agrave rugosidade a literatura [10] descreve que com o aumento da velocidade
de corte ocorre uma diminuiccedilatildeo dos valores meacutedios de rugosidade enquanto que o aumento
da profundidade de corte acarreta em valores maiores de rugosidade apesar deste uacuteltimo natildeo
impactar tanto nos resultados Analisando os valores de rugosidade apresentados na Figura 25
em conjunto com a Figura 26 nota-se que os menores valores meacutedios de rugosidade foram
obtidos para os maiores valores de velocidade de corte (condiccedilotildees 3 e 4) Contudo tambeacutem
fica claro que existe uma inconsistecircncia dos valores apresentados na condiccedilatildeo dois O valor
esperado para esta condiccedilatildeo era seguir a tendecircncia das condiccedilotildees trecircs e quatro ou seja o valor
meacutedio de rugosidade da condiccedilatildeo dois deveria ser da mesma magnitude do valor da condiccedilatildeo
um poreacutem superior assim como o da condiccedilatildeo quatro eacute maior do que o da condiccedilatildeo trecircs
36
01 0223
24
25
26
27
28
29
30Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Profundidade
Vc = 500 [mmin] Vc = 600 [mmin]
Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade
1 2 3 423
24
25
26
27
28
29
30 Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Condiccedilatildeo
Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial
Analisando a Figura 27 eacute perceptiacutevel que o aumento da profundidade de corte
ocasionou resultados com tensotildees longitudinais de natureza trativa Isso pode ser relacionado
37
com um possiacutevel fator teacutermico imposto pela maior profundidade de corte sendo mais
evidente com maiores valores de velocidade de corte Entretanto quando se compara tensotildees
residuais com rugosidade novamente natildeo haacute como chegar a conclusotildees
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
1 2 3 4
Longitudinal
Condiccedilotildees
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
24
26
28
30
Rug
osid
ade
(μm
)
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
21
233 ndash Tensometria por difraccedilatildeo de Raios-X
Existem diversas teacutecnicas experimentais de se obter os valores de tensatildeo residual
Bordinassi et al (2006) [34] citam que atualmente os dois meacutetodos mais utilizados satildeo o do
furo cego e a tensometria por difraccedilatildeo de raios-X sendo este uacuteltimo o mais utilizado dentre os
dois Martins et al (2004) [35] afirmam tambeacutem que o meacutetodo por difraccedilatildeo de raios-X
apresenta os melhores resultados quando comparado com o meacutetodo micromagneacutetico e
meacutetodo do furo Todas essas teacutecnicas podem ser classificadas de acordo com o niacutevel de dano
introduzido no material em [36]
bull Destrutivas processos que para obtenccedilatildeo das informaccedilotildees de deformaccedilatildeo
necessaacuterias para a anaacutelise das tensotildees residuais comprometem ou
impossibilitam o uso da amostra analisada
bull Natildeo destrutivos natildeo precisam da remoccedilatildeo material e natildeo provocam qualquer
tipo de dano durante a mediccedilatildeo de tensotildees residuais
bull Parcialmente destrutivas alguns autores como Hilson et al (2009) [36]
defendem que existe uma terceira categoria que eacute caracterizada pelo dano na
peccedila poreacutem com possibilidade de utilizaccedilatildeo da amostra como ilustra a Figura
11
Figura 11 Classificaccedilatildeo dos processos de mediccedilatildeo de tensotildees residuais [37]
22
Aleacutem dos danos causados no material outros fatores devem ser levados em
consideraccedilatildeo ao escolher a teacutecnica adequada Satildeo eles [27]
bull Fatores relativos a praticidade custo e disponibilidade do equipamento
portabilidade velocidade de mediccedilatildeo existecircncia de procedimento padronizado e
niacutevel de habilidade requerida do operador
bull Fatores relativo ao material classe do material que pode ser analisado por uma
teacutecnica particular preparaccedilatildeo preacutevia da superfiacutecie e necessidade de propriedades
especiacuteficas
bull Fatores relativos a mediccedilatildeo resoluccedilatildeo penetraccedilatildeo tipo de tensatildeo detectada
gradiente de tensatildeo incerteza e aacuterea ou volume de anaacutelise
A maioria das teacutecnicas existentes satildeo capazes de medir tensotildees residuais do tipo I
Poreacutem somente algumas como difraccedilatildeo de raios-X possuem a resoluccedilatildeo necessaacuteria para
medir tensotildees residuais de tipo II E mesmo com bons niacuteveis de resoluccedilatildeo as incertezas das
mediccedilotildees podem ser elevadas chegando a 30 do valor medido [27] Um resumo desses
fatores estaacute descrito na Tabela 4
Tabela 4 Teacutecnicas e caracteriacutesticas para determinaccedilatildeo da tensatildeo residual [27 Modificado] [27]
Teacutecnica Velocidade Penetraccedilatildeo Aacuterea de anaacutelise
Resoluccedilatildeo Tipo de Tensatildeo
Furos Cego
Raacutepida Meacutedia
Igual ao tamanho do furo
1-2 mm diacircmetro
50 -100 microm I
Difraccedilatildeo de Raio-X
Raacutepida Meacutedia
Ateacute 1 mm 01 ndash 1 mmsup2 20 microm I e II
Ultrassom Raacutepida gt100 mm 1-400 mmsup2 1 mm I
Magneacutetica Raacutepida 20 a 300 microm gt2 mmsup2 5 mm I
A teacutecnica utilizada nos procedimentos experimentais deste trabalho foi a de difraccedilatildeo
de Raios X Atraveacutes desta teacutecnica a deformaccedilatildeo causada na superfiacutecie eacute obtida pela razatildeo da
variaccedilatildeo da distacircncia interplanar pela distacircncia livre de deformaccedilatildeo Como pode ser
observado na Figura 12 o paracircmetro chamado de distacircncia interplanar eacute representado pela
letra ldquodrdquo Esta distacircncia eacute entatildeo convertida em tensatildeo segundo equaccedilotildees derivadas da teoria
da elasticidade [38] ou seja a variaccedilatildeo da distacircncia entre planos cristalinos induzida pela
presenccedila de tensotildees eacute medida com base na lei de Bragg e as tensotildees satildeo calculadas
23
assumindo-se que a distorccedilatildeo ocorre no regime elaacutestico Desta forma somente a parte elaacutestica
do campo de deformaccedilotildees eacute medida uma vez que a deformaccedilatildeo plaacutestica natildeo afeta os
paracircmetros cristalinos Como dito anteriormente esta eacute uma teacutecnica natildeo destrutiva e como a
maioria das teacutecnicas natildeo destrutivas eacute limitada agraves camadas superficiais na ordem de 10 microm
[35]
Figura 12 Difraccedilatildeo de raios-X em cristais simples carregados e descarregados [39]
Bragg descreve a difraccedilatildeo de raios X no estado inicial natildeo deformado como uma
reflexatildeo segundo alguns planos cristalinos Estes planos possuem uma distacircncia ldquodrdquo chamada
de distacircncia interplanar Um feixe paralelo de raios-X de comprimento de onda λ que incide
na superfiacutecie deste material com um acircngulo de incidecircncia θ iraacute sofrer uma difraccedilatildeo sob o
mesmo acircngulo θ desde que a equaccedilatildeo de Bragg seja satisfeita (equaccedilatildeo 31)
119899 = 2119889 ∙ 119904119890119899120579 (31)
24
Entatildeo ao utilizar um feixe de raios-X monocromaacuteticos (λ = constante) o valor do
acircngulo θ referente a uma intensidade maacutexima de difraccedilatildeo depende somente da distacircncia
interplanar ldquodrdquo
A derivada da expressatildeo de Bragg indica que
∆119889
119889+
119888119900119904120579
119904119890119899120579∙ ∆120579 = 0 (32)
120576 = minus∆120579 ∙ cot 119892120579 (33)
∆120579 = 120579119888119900119898 119905119890119899119904atilde119900 minus 120579119904119890119898 119905119890119899119904atilde119900 (34)
Medindo ∆120579 pode-se calcular a deformaccedilatildeo e consequentemente a respectiva tensatildeo
residual Vaacuterios meacutetodos satildeo propostos para determinaccedilatildeo das deformaccedilotildees segundo a
difraccedilatildeo de raiosndashX [39] [40] Poreacutem no escopo deste trabalho seraacute tratado somente o meacutetodo
do sensup2 Segundo Bordinassi et al (2006) [34] este meacutetodo tem sua maior aplicabilidade
quando se busca maior exatidatildeo nas medidas cujas amostras possuem um certo grau de
textura Este meacutetodo nada mais eacute que a adequaccedilatildeo da Equaccedilatildeo 33 utilizando coordenadas
polares (Figura 13) ao estado real de tensotildees que resulta em
120576(120593) = cot 119892120579 ∙ (120579120593 minus 120579119900) (35)
Figura 13 Sistema de coordenadas polares [41 Modificado] [41]
Sabendo que
25
120576120593 = (1205901 ∙ 1198881199001199042120593 + 1205902 ∙ 1199041198901198992120593)1199041198901198992 minus 120583(1205901 + 1205902 + 1205903)
119864 (36)
Mantendo o acircngulo 120593 fixo e determinando a diferenccedila entre as deformaccedilotildees em duas
direccedilotildees distintas atraveacutes do acircngulo obtemos
120576(1205932) minus 120576(1205931) = cot 119892120579119900 ∙ (1205791205932minus 1205791205931
) (37)
Reescrevendo o primeiro termo da equaccedilatildeo 36 em funccedilatildeo da diferenccedila de deformaccedilatildeo
entre duas direccedilotildees diferentes temos
120576(1205932) minus 120576(1205931) =(1 + 120583) ∙ 120590120593 ∙ (11990411989011989922 minus 11990411989011989921)
119864 (38)
Substituindo o primeiro membro da Equaccedilatildeo 38 pelo segundo membro da equaccedilatildeo 37
obteacutem-se a equaccedilatildeo utilizada na mediccedilatildeo de tensotildees residuais
120590120593 =119864
(1 + 120583)∙ cot 119892120579119900 ∙
(1205791205932minus 1205791205931
)
(11990411989011989922 minus 11990411989011989921) (38)
O graacutefico da Figura 14 eacute obtido pela plotagem das variaccedilotildees dos acircngulos de difraccedilatildeo
2θ com as variaccedilotildees dos acircngulos de incidecircncia dos raios-X Podemos observar a partir da
equaccedilatildeo 38 que a tensatildeo residual eacute diretamente proporcional agrave derivada de 2θ em funccedilatildeo de
sensup2ψ
Figura 14 Estado de tensatildeo do material em funccedilatildeo do declive da curva 2θ x sensup2ψ [41]
26
Capiacutetulo 3
Materiais e Meacutetodos
A realizaccedilatildeo do procedimento experimental teve algumas fases dentre as quais pode-
se citar a preparaccedilatildeo das amostras torneamento em alta velocidade mediccedilatildeo das tensotildees
residuais superficiais por difraccedilatildeo de raios-x e anaacutelise dos resultados Os itens subsequentes
descrevem em detalhes todos os meacutetodos equipamentos e procedimentos utilizados neste
trabalho
31 ndash Material
O material utilizado na confecccedilatildeo das amostras foi o accedilo SAE 4140 cuja a dureza
medida foi de aproximadamente 15 HRc Este accedilo foi adquirido em barras de duas polegadas
de diacircmetro por 120 mm de comprimento e em cada barra foi confeccionado 4 amostras
conforme a Figura 15
Figura 15 Representaccedilatildeo esquemaacutetica das amostras
27
32 ndash Preparaccedilatildeo das amostras
A amostra foi usinada no torno mecacircnico convencional do Laboratoacuterio de Pesquisa em
Usinagem (LABUS) do Centro Federal de Ensino Tecnoloacutegico Celso Suckow da Fonseca
(CEFET ndash RJ Maracanatilde) conforme a Figura 16 Na operaccedilatildeo foi utilizado fluido de corte
para tentar amenizar a influecircncia desta usinagem no resultado final
Figura 16 Torno utilizado na preparaccedilatildeo da amostra
A partir dos resultados obtidos das tensotildees residuais apoacutes a usinagem no torno
convencional constatou-se que as medidas foram muito aleatoacuterias devido ao desgaste da
ferramenta utilizada e entatildeo optou-se por realizar um tratamento teacutermico de aliacutevio de tensotildees
(TTAT) para evitar que os resultados da usinagem principal fossem influenciados pela
operaccedilatildeo anterior As amostras foram aquecidas agrave uma taxa de aproximadamente 175 ordmC
min Apoacutes atingida e estabilizada a temperatura de 600degC a amostra permaneceu nesta
condiccedilatildeo por 2 horas sendo posteriormente resfriada no forno Os valores das tensotildees foram
medidos novamente apoacutes o tratamento
28
33 ndash Torneamento em Alta Velocidade
O torno utilizado nas operaccedilotildees em alta velocidade foi o centro de torneamento Romi
modelo Centur 30D conforme apresenta a Figura 17 capaz de operar em uma faixa em
velocidades entre 4 a 4000 rpm e com potecircncia de 10 CV
Figura 17 CNC Romi Centur 30D
De acordo com as caracteriacutesticas do torno foram escolhidos os paracircmetros mostrados
na Tabela 5 que podem se enquadrar no regime de torneamento em alta velocidade A
profundidade de corte (ap) tambeacutem foi modificada entre as condiccedilotildees [33] Entatildeo o
torneamento das amostras foi fundamentado em um experimento fatorial de quatro
combinaccedilotildees sendo duas repeticcedilotildees para cada combinaccedilatildeo Foi usado um avanccedilo (a)
constante para todas as condiccedilotildees de 02 mmrot A programaccedilatildeo utilizada pode ser
encontrada no Anexo A
Tabela 5 Tabela das Condiccedilotildees
Condiccedilatildeo A B Vc [mmin] ap [mm]
1 -1 -1 500 01
2 -1 1 500 02
3 1 -1 600 01
4 1 1 600 02
29
Onde
Fatores A Velocidade de Corte (Niacuteveis 119881minus1 = 500 119898119898119894119899 e 119881+1 = 600 119898119898119894119899)
B Profundidade de Corte (Niacuteveis 119865minus1 = 01 119898119898 ou 119865+1 = 02 119898119898)
Tratamentos
119881minus1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 02 mm
119881minus1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 02 mm
Unidade
Experimental Mega Pascal
As ferramentas utilizadas foram os insertos VBMT 160408-PM4325 da Sandvik com
geometria mostrada na Figura 18 Para cada condiccedilatildeo foi utilizado um soacute gume de corte para
garantir a uniformidade da aresta de corte e evitar que o desgaste da ferramenta influenciasse
nos resultados finais A Tabela 6 fornece as principais caracteriacutesticas do inserto
Figura 18 Insertos utilizados no torneamento
Tabela 6 Propriedades do inserto
Tamanho Efetivo da aresta de corte (LE) 15806 mm
Diacircmetro ciacuterculo inscrito (IC) 9525 mm
Raio da ponta (RE) 0794 mm
Espessura (S) 4763 mm
30
34 ndash Mediccedilatildeo das tensotildees residuais
As mediccedilotildees de tensotildees residuais foram realizadas no Laboratoacuterio de Anaacutelise de
Tensotildees (LAT) do Departamento de Engenharia Mecacircnica da Universidade Federal
Fluminense (UFF) A teacutecnica adotada foi a de tensometria por difraccedilatildeo de raios-X utilizando-
se o equipamento de anaacutelise de tensotildees da Stressrad (Figura 19)
Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra
As amostras foram medidas em duas direccedilotildees longitudinal (L) e circunferencial copy
conforme detalha a Figura 20 Os seguintes paracircmetros foram adotados
Radiaccedilatildeo Crκα (λ=22809Å) difratando o plano cristalograacutefico (211) da ferrita
Acircngulo de difraccedilatildeo de ferrita (2θ) 1562ordm
Acircngulos Ψ 0ordm 21ordm 30ordm 38ordm 45ordm
Tempo de exposiccedilatildeo ao Raio-X 45s para cada acircngulo Ψ
FONTE DE ALTA TENSAtildeO
AMOSTRA SOFTWARE
TUBO DE Crκα
GONIOcircMETRO
31
Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial
A rugosidade superficial das amostras foi medida com o rugosiacutemetro da Taylor
Hobson Precision Surtronic 25 (Figura 21) As mediccedilotildees foram feitas em pontos distintos da
amostra no sentido longitudinal procurando obter o resultado que melhor representasse a
rugosidade real das amostras Foram realizadas 7 medidas em cada amostra
O paracircmetro adotado foi a rugosidade meacutedia (Ra) na qual o comprimento de mediccedilatildeo
foi de L= 400 e o de amostragem igual a La = 08mm O raio da ponta do apalpador eacute de
5microm conferindo ao equipamento uma resoluccedilatildeo de 001microm com precisatildeo de 2 do valor
medido
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson
32
Capiacutetulo 4
Resultados e discussotildees
As anaacutelises inicias foram com base nos valores de tensatildeo residuais (TR) sendo as
medidas realizadas apoacutes a preparaccedilatildeo das amostras mas devido a heterogeneidade
apresentada pelas mesmas foi realizado um TTAT Apoacutes o tratamento teacutermico obteve-se uma
meacutedia de -144 MPa nas tensotildees residuais longitudinais (L) e de -142 MPa na direccedilatildeo
circunferencial (C) com erro de aproximadamente 15 MPa Apoacutes a usinagem principal as
tensotildees residuais foram medidas novamente e a Tabela 7 apresenta os valores obtidos em
todas as amostras
Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem
Condiccedilatildeo Amostra Tensatildeo Residual [MPa]
Longitudinal (L) Circunferencial (C)
1 2D -183 plusmn 20 435 plusmn 31
2C 67 plusmn 1 550 plusmn 16
2 2B -162 plusmn 33 498 plusmn 0
2A 179 plusmn 25 508 plusmn 101
3 1D -260 plusmn 75 291 plusmn 41
1C -90 plusmn 0 405 plusmn 33
4 1B 97 plusmn 23 369 plusmn 1
1A 125 plusmn 6 262 plusmn 8
A Figura 22 mostra os valores das tensotildees residual nas direccedilotildees circunferencial e longitudinal
respectivamente Com base nos graacuteficos nota-se que o comportamento das TR
circunferenciais eacute homogecircneo e coerente com a literatura [33] onde com valores maiores de
velocidade de corte tem-se uma diminuiccedilatildeo na magnitude das tensotildees trativas Entretanto na
longitudinal haacute muita heterogeneidade nos valores o que torna difiacutecil a anaacutelise dos resultados
nesta direccedilatildeo
33
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Longitudinal
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
1 2 3 4Condiccedilotildees
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Condiccedilotildees
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial
A Tabela 8 apresenta a meacutedia das tensotildees para cada condiccedilatildeo tanto na direccedilatildeo
longitudinal quanto na transversal a fim de analisar a influecircncia de cada paracircmetro nas
tensotildees residuais gerados no torneamento Conforme valores apresentados as tensotildees
superficiais circunferenciais encontram-se no estado de traccedilatildeo enquanto as tensotildees na direccedilatildeo
longitudinal apresentam um misto de compressatildeo e traccedilatildeo
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual
Condiccedilatildeo Tensotildees residuais (MPa)
C L
1 4925 plusmn 5 -58 plusmn 3
2 503 plusmn 7 85 plusmn 5
3 348 plusmn 6 -175 plusmn 6
4 3155 plusmn 2 111 plusmn 4
34
Avaliando o graacutefico da Figura 23 eacute possiacutevel observar uma clara reduccedilatildeo nos valores
das tensotildees quando passamos do regime de velocidade de 500mmin (condiccedilotildees 1 e 2) para o
de 600mmin (condiccedilotildees 3 e 4) Isto sugere que a tendecircncia da tensatildeo residual eacute reduzir seu
valor com o aumento da velocidade de corte conforme previsto na literatura [33] para
condiccedilotildees de transiccedilatildeo baixa-alta velocidade de corte Este comportamento sugere que a
condiccedilatildeo um e dois encontram-se no limiar do regime de altas velocidades
Com relaccedilatildeo ao efeito da profundidade nota-se que o comportamento das tensotildees
residuais eacute resultado da combinaccedilatildeo entre profundidade e velocidade Quando se tem
velocidades de corte maior o aumento da profundidade tende a diminuir os valores das
tensotildees ou seja aumenta o efeito da deformaccedilatildeo plaacutestica sobre o gradiente teacutermico o que natildeo
eacute evidente para velocidades menores
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Profundidade
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial
Na direccedilatildeo longitudinal (Figura 24) percebe-se uma amplificaccedilatildeo do efeito da
profundidade de corte na tensatildeo residual com o aumento da velocidade de corte Para as
amostras que foram submetidas agrave maior velocidade de corte ocorreu um aumento expressivo
da diferenccedila dos valores de tensotildees residuais encontrados em funccedilatildeo de uma mesma
profundidade de corte utilizada Contudo considerando o desvio padratildeo entre as medidas natildeo
35
se pode concluir qual a tendecircncia das TR na direccedilatildeo longitudinal com essa quantidade de
amostras pois haacute muita heterogeneidade nas medidas
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
LongitudinalT
ensatilde
o R
esid
ual (
MP
a)
Profundidade
Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal
Com relaccedilatildeo agrave rugosidade a literatura [10] descreve que com o aumento da velocidade
de corte ocorre uma diminuiccedilatildeo dos valores meacutedios de rugosidade enquanto que o aumento
da profundidade de corte acarreta em valores maiores de rugosidade apesar deste uacuteltimo natildeo
impactar tanto nos resultados Analisando os valores de rugosidade apresentados na Figura 25
em conjunto com a Figura 26 nota-se que os menores valores meacutedios de rugosidade foram
obtidos para os maiores valores de velocidade de corte (condiccedilotildees 3 e 4) Contudo tambeacutem
fica claro que existe uma inconsistecircncia dos valores apresentados na condiccedilatildeo dois O valor
esperado para esta condiccedilatildeo era seguir a tendecircncia das condiccedilotildees trecircs e quatro ou seja o valor
meacutedio de rugosidade da condiccedilatildeo dois deveria ser da mesma magnitude do valor da condiccedilatildeo
um poreacutem superior assim como o da condiccedilatildeo quatro eacute maior do que o da condiccedilatildeo trecircs
36
01 0223
24
25
26
27
28
29
30Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Profundidade
Vc = 500 [mmin] Vc = 600 [mmin]
Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade
1 2 3 423
24
25
26
27
28
29
30 Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Condiccedilatildeo
Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial
Analisando a Figura 27 eacute perceptiacutevel que o aumento da profundidade de corte
ocasionou resultados com tensotildees longitudinais de natureza trativa Isso pode ser relacionado
37
com um possiacutevel fator teacutermico imposto pela maior profundidade de corte sendo mais
evidente com maiores valores de velocidade de corte Entretanto quando se compara tensotildees
residuais com rugosidade novamente natildeo haacute como chegar a conclusotildees
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
1 2 3 4
Longitudinal
Condiccedilotildees
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
24
26
28
30
Rug
osid
ade
(μm
)
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
22
Aleacutem dos danos causados no material outros fatores devem ser levados em
consideraccedilatildeo ao escolher a teacutecnica adequada Satildeo eles [27]
bull Fatores relativos a praticidade custo e disponibilidade do equipamento
portabilidade velocidade de mediccedilatildeo existecircncia de procedimento padronizado e
niacutevel de habilidade requerida do operador
bull Fatores relativo ao material classe do material que pode ser analisado por uma
teacutecnica particular preparaccedilatildeo preacutevia da superfiacutecie e necessidade de propriedades
especiacuteficas
bull Fatores relativos a mediccedilatildeo resoluccedilatildeo penetraccedilatildeo tipo de tensatildeo detectada
gradiente de tensatildeo incerteza e aacuterea ou volume de anaacutelise
A maioria das teacutecnicas existentes satildeo capazes de medir tensotildees residuais do tipo I
Poreacutem somente algumas como difraccedilatildeo de raios-X possuem a resoluccedilatildeo necessaacuteria para
medir tensotildees residuais de tipo II E mesmo com bons niacuteveis de resoluccedilatildeo as incertezas das
mediccedilotildees podem ser elevadas chegando a 30 do valor medido [27] Um resumo desses
fatores estaacute descrito na Tabela 4
Tabela 4 Teacutecnicas e caracteriacutesticas para determinaccedilatildeo da tensatildeo residual [27 Modificado] [27]
Teacutecnica Velocidade Penetraccedilatildeo Aacuterea de anaacutelise
Resoluccedilatildeo Tipo de Tensatildeo
Furos Cego
Raacutepida Meacutedia
Igual ao tamanho do furo
1-2 mm diacircmetro
50 -100 microm I
Difraccedilatildeo de Raio-X
Raacutepida Meacutedia
Ateacute 1 mm 01 ndash 1 mmsup2 20 microm I e II
Ultrassom Raacutepida gt100 mm 1-400 mmsup2 1 mm I
Magneacutetica Raacutepida 20 a 300 microm gt2 mmsup2 5 mm I
A teacutecnica utilizada nos procedimentos experimentais deste trabalho foi a de difraccedilatildeo
de Raios X Atraveacutes desta teacutecnica a deformaccedilatildeo causada na superfiacutecie eacute obtida pela razatildeo da
variaccedilatildeo da distacircncia interplanar pela distacircncia livre de deformaccedilatildeo Como pode ser
observado na Figura 12 o paracircmetro chamado de distacircncia interplanar eacute representado pela
letra ldquodrdquo Esta distacircncia eacute entatildeo convertida em tensatildeo segundo equaccedilotildees derivadas da teoria
da elasticidade [38] ou seja a variaccedilatildeo da distacircncia entre planos cristalinos induzida pela
presenccedila de tensotildees eacute medida com base na lei de Bragg e as tensotildees satildeo calculadas
23
assumindo-se que a distorccedilatildeo ocorre no regime elaacutestico Desta forma somente a parte elaacutestica
do campo de deformaccedilotildees eacute medida uma vez que a deformaccedilatildeo plaacutestica natildeo afeta os
paracircmetros cristalinos Como dito anteriormente esta eacute uma teacutecnica natildeo destrutiva e como a
maioria das teacutecnicas natildeo destrutivas eacute limitada agraves camadas superficiais na ordem de 10 microm
[35]
Figura 12 Difraccedilatildeo de raios-X em cristais simples carregados e descarregados [39]
Bragg descreve a difraccedilatildeo de raios X no estado inicial natildeo deformado como uma
reflexatildeo segundo alguns planos cristalinos Estes planos possuem uma distacircncia ldquodrdquo chamada
de distacircncia interplanar Um feixe paralelo de raios-X de comprimento de onda λ que incide
na superfiacutecie deste material com um acircngulo de incidecircncia θ iraacute sofrer uma difraccedilatildeo sob o
mesmo acircngulo θ desde que a equaccedilatildeo de Bragg seja satisfeita (equaccedilatildeo 31)
119899 = 2119889 ∙ 119904119890119899120579 (31)
24
Entatildeo ao utilizar um feixe de raios-X monocromaacuteticos (λ = constante) o valor do
acircngulo θ referente a uma intensidade maacutexima de difraccedilatildeo depende somente da distacircncia
interplanar ldquodrdquo
A derivada da expressatildeo de Bragg indica que
∆119889
119889+
119888119900119904120579
119904119890119899120579∙ ∆120579 = 0 (32)
120576 = minus∆120579 ∙ cot 119892120579 (33)
∆120579 = 120579119888119900119898 119905119890119899119904atilde119900 minus 120579119904119890119898 119905119890119899119904atilde119900 (34)
Medindo ∆120579 pode-se calcular a deformaccedilatildeo e consequentemente a respectiva tensatildeo
residual Vaacuterios meacutetodos satildeo propostos para determinaccedilatildeo das deformaccedilotildees segundo a
difraccedilatildeo de raiosndashX [39] [40] Poreacutem no escopo deste trabalho seraacute tratado somente o meacutetodo
do sensup2 Segundo Bordinassi et al (2006) [34] este meacutetodo tem sua maior aplicabilidade
quando se busca maior exatidatildeo nas medidas cujas amostras possuem um certo grau de
textura Este meacutetodo nada mais eacute que a adequaccedilatildeo da Equaccedilatildeo 33 utilizando coordenadas
polares (Figura 13) ao estado real de tensotildees que resulta em
120576(120593) = cot 119892120579 ∙ (120579120593 minus 120579119900) (35)
Figura 13 Sistema de coordenadas polares [41 Modificado] [41]
Sabendo que
25
120576120593 = (1205901 ∙ 1198881199001199042120593 + 1205902 ∙ 1199041198901198992120593)1199041198901198992 minus 120583(1205901 + 1205902 + 1205903)
119864 (36)
Mantendo o acircngulo 120593 fixo e determinando a diferenccedila entre as deformaccedilotildees em duas
direccedilotildees distintas atraveacutes do acircngulo obtemos
120576(1205932) minus 120576(1205931) = cot 119892120579119900 ∙ (1205791205932minus 1205791205931
) (37)
Reescrevendo o primeiro termo da equaccedilatildeo 36 em funccedilatildeo da diferenccedila de deformaccedilatildeo
entre duas direccedilotildees diferentes temos
120576(1205932) minus 120576(1205931) =(1 + 120583) ∙ 120590120593 ∙ (11990411989011989922 minus 11990411989011989921)
119864 (38)
Substituindo o primeiro membro da Equaccedilatildeo 38 pelo segundo membro da equaccedilatildeo 37
obteacutem-se a equaccedilatildeo utilizada na mediccedilatildeo de tensotildees residuais
120590120593 =119864
(1 + 120583)∙ cot 119892120579119900 ∙
(1205791205932minus 1205791205931
)
(11990411989011989922 minus 11990411989011989921) (38)
O graacutefico da Figura 14 eacute obtido pela plotagem das variaccedilotildees dos acircngulos de difraccedilatildeo
2θ com as variaccedilotildees dos acircngulos de incidecircncia dos raios-X Podemos observar a partir da
equaccedilatildeo 38 que a tensatildeo residual eacute diretamente proporcional agrave derivada de 2θ em funccedilatildeo de
sensup2ψ
Figura 14 Estado de tensatildeo do material em funccedilatildeo do declive da curva 2θ x sensup2ψ [41]
26
Capiacutetulo 3
Materiais e Meacutetodos
A realizaccedilatildeo do procedimento experimental teve algumas fases dentre as quais pode-
se citar a preparaccedilatildeo das amostras torneamento em alta velocidade mediccedilatildeo das tensotildees
residuais superficiais por difraccedilatildeo de raios-x e anaacutelise dos resultados Os itens subsequentes
descrevem em detalhes todos os meacutetodos equipamentos e procedimentos utilizados neste
trabalho
31 ndash Material
O material utilizado na confecccedilatildeo das amostras foi o accedilo SAE 4140 cuja a dureza
medida foi de aproximadamente 15 HRc Este accedilo foi adquirido em barras de duas polegadas
de diacircmetro por 120 mm de comprimento e em cada barra foi confeccionado 4 amostras
conforme a Figura 15
Figura 15 Representaccedilatildeo esquemaacutetica das amostras
27
32 ndash Preparaccedilatildeo das amostras
A amostra foi usinada no torno mecacircnico convencional do Laboratoacuterio de Pesquisa em
Usinagem (LABUS) do Centro Federal de Ensino Tecnoloacutegico Celso Suckow da Fonseca
(CEFET ndash RJ Maracanatilde) conforme a Figura 16 Na operaccedilatildeo foi utilizado fluido de corte
para tentar amenizar a influecircncia desta usinagem no resultado final
Figura 16 Torno utilizado na preparaccedilatildeo da amostra
A partir dos resultados obtidos das tensotildees residuais apoacutes a usinagem no torno
convencional constatou-se que as medidas foram muito aleatoacuterias devido ao desgaste da
ferramenta utilizada e entatildeo optou-se por realizar um tratamento teacutermico de aliacutevio de tensotildees
(TTAT) para evitar que os resultados da usinagem principal fossem influenciados pela
operaccedilatildeo anterior As amostras foram aquecidas agrave uma taxa de aproximadamente 175 ordmC
min Apoacutes atingida e estabilizada a temperatura de 600degC a amostra permaneceu nesta
condiccedilatildeo por 2 horas sendo posteriormente resfriada no forno Os valores das tensotildees foram
medidos novamente apoacutes o tratamento
28
33 ndash Torneamento em Alta Velocidade
O torno utilizado nas operaccedilotildees em alta velocidade foi o centro de torneamento Romi
modelo Centur 30D conforme apresenta a Figura 17 capaz de operar em uma faixa em
velocidades entre 4 a 4000 rpm e com potecircncia de 10 CV
Figura 17 CNC Romi Centur 30D
De acordo com as caracteriacutesticas do torno foram escolhidos os paracircmetros mostrados
na Tabela 5 que podem se enquadrar no regime de torneamento em alta velocidade A
profundidade de corte (ap) tambeacutem foi modificada entre as condiccedilotildees [33] Entatildeo o
torneamento das amostras foi fundamentado em um experimento fatorial de quatro
combinaccedilotildees sendo duas repeticcedilotildees para cada combinaccedilatildeo Foi usado um avanccedilo (a)
constante para todas as condiccedilotildees de 02 mmrot A programaccedilatildeo utilizada pode ser
encontrada no Anexo A
Tabela 5 Tabela das Condiccedilotildees
Condiccedilatildeo A B Vc [mmin] ap [mm]
1 -1 -1 500 01
2 -1 1 500 02
3 1 -1 600 01
4 1 1 600 02
29
Onde
Fatores A Velocidade de Corte (Niacuteveis 119881minus1 = 500 119898119898119894119899 e 119881+1 = 600 119898119898119894119899)
B Profundidade de Corte (Niacuteveis 119865minus1 = 01 119898119898 ou 119865+1 = 02 119898119898)
Tratamentos
119881minus1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 02 mm
119881minus1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 02 mm
Unidade
Experimental Mega Pascal
As ferramentas utilizadas foram os insertos VBMT 160408-PM4325 da Sandvik com
geometria mostrada na Figura 18 Para cada condiccedilatildeo foi utilizado um soacute gume de corte para
garantir a uniformidade da aresta de corte e evitar que o desgaste da ferramenta influenciasse
nos resultados finais A Tabela 6 fornece as principais caracteriacutesticas do inserto
Figura 18 Insertos utilizados no torneamento
Tabela 6 Propriedades do inserto
Tamanho Efetivo da aresta de corte (LE) 15806 mm
Diacircmetro ciacuterculo inscrito (IC) 9525 mm
Raio da ponta (RE) 0794 mm
Espessura (S) 4763 mm
30
34 ndash Mediccedilatildeo das tensotildees residuais
As mediccedilotildees de tensotildees residuais foram realizadas no Laboratoacuterio de Anaacutelise de
Tensotildees (LAT) do Departamento de Engenharia Mecacircnica da Universidade Federal
Fluminense (UFF) A teacutecnica adotada foi a de tensometria por difraccedilatildeo de raios-X utilizando-
se o equipamento de anaacutelise de tensotildees da Stressrad (Figura 19)
Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra
As amostras foram medidas em duas direccedilotildees longitudinal (L) e circunferencial copy
conforme detalha a Figura 20 Os seguintes paracircmetros foram adotados
Radiaccedilatildeo Crκα (λ=22809Å) difratando o plano cristalograacutefico (211) da ferrita
Acircngulo de difraccedilatildeo de ferrita (2θ) 1562ordm
Acircngulos Ψ 0ordm 21ordm 30ordm 38ordm 45ordm
Tempo de exposiccedilatildeo ao Raio-X 45s para cada acircngulo Ψ
FONTE DE ALTA TENSAtildeO
AMOSTRA SOFTWARE
TUBO DE Crκα
GONIOcircMETRO
31
Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial
A rugosidade superficial das amostras foi medida com o rugosiacutemetro da Taylor
Hobson Precision Surtronic 25 (Figura 21) As mediccedilotildees foram feitas em pontos distintos da
amostra no sentido longitudinal procurando obter o resultado que melhor representasse a
rugosidade real das amostras Foram realizadas 7 medidas em cada amostra
O paracircmetro adotado foi a rugosidade meacutedia (Ra) na qual o comprimento de mediccedilatildeo
foi de L= 400 e o de amostragem igual a La = 08mm O raio da ponta do apalpador eacute de
5microm conferindo ao equipamento uma resoluccedilatildeo de 001microm com precisatildeo de 2 do valor
medido
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson
32
Capiacutetulo 4
Resultados e discussotildees
As anaacutelises inicias foram com base nos valores de tensatildeo residuais (TR) sendo as
medidas realizadas apoacutes a preparaccedilatildeo das amostras mas devido a heterogeneidade
apresentada pelas mesmas foi realizado um TTAT Apoacutes o tratamento teacutermico obteve-se uma
meacutedia de -144 MPa nas tensotildees residuais longitudinais (L) e de -142 MPa na direccedilatildeo
circunferencial (C) com erro de aproximadamente 15 MPa Apoacutes a usinagem principal as
tensotildees residuais foram medidas novamente e a Tabela 7 apresenta os valores obtidos em
todas as amostras
Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem
Condiccedilatildeo Amostra Tensatildeo Residual [MPa]
Longitudinal (L) Circunferencial (C)
1 2D -183 plusmn 20 435 plusmn 31
2C 67 plusmn 1 550 plusmn 16
2 2B -162 plusmn 33 498 plusmn 0
2A 179 plusmn 25 508 plusmn 101
3 1D -260 plusmn 75 291 plusmn 41
1C -90 plusmn 0 405 plusmn 33
4 1B 97 plusmn 23 369 plusmn 1
1A 125 plusmn 6 262 plusmn 8
A Figura 22 mostra os valores das tensotildees residual nas direccedilotildees circunferencial e longitudinal
respectivamente Com base nos graacuteficos nota-se que o comportamento das TR
circunferenciais eacute homogecircneo e coerente com a literatura [33] onde com valores maiores de
velocidade de corte tem-se uma diminuiccedilatildeo na magnitude das tensotildees trativas Entretanto na
longitudinal haacute muita heterogeneidade nos valores o que torna difiacutecil a anaacutelise dos resultados
nesta direccedilatildeo
33
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Longitudinal
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
1 2 3 4Condiccedilotildees
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Condiccedilotildees
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial
A Tabela 8 apresenta a meacutedia das tensotildees para cada condiccedilatildeo tanto na direccedilatildeo
longitudinal quanto na transversal a fim de analisar a influecircncia de cada paracircmetro nas
tensotildees residuais gerados no torneamento Conforme valores apresentados as tensotildees
superficiais circunferenciais encontram-se no estado de traccedilatildeo enquanto as tensotildees na direccedilatildeo
longitudinal apresentam um misto de compressatildeo e traccedilatildeo
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual
Condiccedilatildeo Tensotildees residuais (MPa)
C L
1 4925 plusmn 5 -58 plusmn 3
2 503 plusmn 7 85 plusmn 5
3 348 plusmn 6 -175 plusmn 6
4 3155 plusmn 2 111 plusmn 4
34
Avaliando o graacutefico da Figura 23 eacute possiacutevel observar uma clara reduccedilatildeo nos valores
das tensotildees quando passamos do regime de velocidade de 500mmin (condiccedilotildees 1 e 2) para o
de 600mmin (condiccedilotildees 3 e 4) Isto sugere que a tendecircncia da tensatildeo residual eacute reduzir seu
valor com o aumento da velocidade de corte conforme previsto na literatura [33] para
condiccedilotildees de transiccedilatildeo baixa-alta velocidade de corte Este comportamento sugere que a
condiccedilatildeo um e dois encontram-se no limiar do regime de altas velocidades
Com relaccedilatildeo ao efeito da profundidade nota-se que o comportamento das tensotildees
residuais eacute resultado da combinaccedilatildeo entre profundidade e velocidade Quando se tem
velocidades de corte maior o aumento da profundidade tende a diminuir os valores das
tensotildees ou seja aumenta o efeito da deformaccedilatildeo plaacutestica sobre o gradiente teacutermico o que natildeo
eacute evidente para velocidades menores
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Profundidade
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial
Na direccedilatildeo longitudinal (Figura 24) percebe-se uma amplificaccedilatildeo do efeito da
profundidade de corte na tensatildeo residual com o aumento da velocidade de corte Para as
amostras que foram submetidas agrave maior velocidade de corte ocorreu um aumento expressivo
da diferenccedila dos valores de tensotildees residuais encontrados em funccedilatildeo de uma mesma
profundidade de corte utilizada Contudo considerando o desvio padratildeo entre as medidas natildeo
35
se pode concluir qual a tendecircncia das TR na direccedilatildeo longitudinal com essa quantidade de
amostras pois haacute muita heterogeneidade nas medidas
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
LongitudinalT
ensatilde
o R
esid
ual (
MP
a)
Profundidade
Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal
Com relaccedilatildeo agrave rugosidade a literatura [10] descreve que com o aumento da velocidade
de corte ocorre uma diminuiccedilatildeo dos valores meacutedios de rugosidade enquanto que o aumento
da profundidade de corte acarreta em valores maiores de rugosidade apesar deste uacuteltimo natildeo
impactar tanto nos resultados Analisando os valores de rugosidade apresentados na Figura 25
em conjunto com a Figura 26 nota-se que os menores valores meacutedios de rugosidade foram
obtidos para os maiores valores de velocidade de corte (condiccedilotildees 3 e 4) Contudo tambeacutem
fica claro que existe uma inconsistecircncia dos valores apresentados na condiccedilatildeo dois O valor
esperado para esta condiccedilatildeo era seguir a tendecircncia das condiccedilotildees trecircs e quatro ou seja o valor
meacutedio de rugosidade da condiccedilatildeo dois deveria ser da mesma magnitude do valor da condiccedilatildeo
um poreacutem superior assim como o da condiccedilatildeo quatro eacute maior do que o da condiccedilatildeo trecircs
36
01 0223
24
25
26
27
28
29
30Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Profundidade
Vc = 500 [mmin] Vc = 600 [mmin]
Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade
1 2 3 423
24
25
26
27
28
29
30 Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Condiccedilatildeo
Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial
Analisando a Figura 27 eacute perceptiacutevel que o aumento da profundidade de corte
ocasionou resultados com tensotildees longitudinais de natureza trativa Isso pode ser relacionado
37
com um possiacutevel fator teacutermico imposto pela maior profundidade de corte sendo mais
evidente com maiores valores de velocidade de corte Entretanto quando se compara tensotildees
residuais com rugosidade novamente natildeo haacute como chegar a conclusotildees
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
1 2 3 4
Longitudinal
Condiccedilotildees
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
24
26
28
30
Rug
osid
ade
(μm
)
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
23
assumindo-se que a distorccedilatildeo ocorre no regime elaacutestico Desta forma somente a parte elaacutestica
do campo de deformaccedilotildees eacute medida uma vez que a deformaccedilatildeo plaacutestica natildeo afeta os
paracircmetros cristalinos Como dito anteriormente esta eacute uma teacutecnica natildeo destrutiva e como a
maioria das teacutecnicas natildeo destrutivas eacute limitada agraves camadas superficiais na ordem de 10 microm
[35]
Figura 12 Difraccedilatildeo de raios-X em cristais simples carregados e descarregados [39]
Bragg descreve a difraccedilatildeo de raios X no estado inicial natildeo deformado como uma
reflexatildeo segundo alguns planos cristalinos Estes planos possuem uma distacircncia ldquodrdquo chamada
de distacircncia interplanar Um feixe paralelo de raios-X de comprimento de onda λ que incide
na superfiacutecie deste material com um acircngulo de incidecircncia θ iraacute sofrer uma difraccedilatildeo sob o
mesmo acircngulo θ desde que a equaccedilatildeo de Bragg seja satisfeita (equaccedilatildeo 31)
119899 = 2119889 ∙ 119904119890119899120579 (31)
24
Entatildeo ao utilizar um feixe de raios-X monocromaacuteticos (λ = constante) o valor do
acircngulo θ referente a uma intensidade maacutexima de difraccedilatildeo depende somente da distacircncia
interplanar ldquodrdquo
A derivada da expressatildeo de Bragg indica que
∆119889
119889+
119888119900119904120579
119904119890119899120579∙ ∆120579 = 0 (32)
120576 = minus∆120579 ∙ cot 119892120579 (33)
∆120579 = 120579119888119900119898 119905119890119899119904atilde119900 minus 120579119904119890119898 119905119890119899119904atilde119900 (34)
Medindo ∆120579 pode-se calcular a deformaccedilatildeo e consequentemente a respectiva tensatildeo
residual Vaacuterios meacutetodos satildeo propostos para determinaccedilatildeo das deformaccedilotildees segundo a
difraccedilatildeo de raiosndashX [39] [40] Poreacutem no escopo deste trabalho seraacute tratado somente o meacutetodo
do sensup2 Segundo Bordinassi et al (2006) [34] este meacutetodo tem sua maior aplicabilidade
quando se busca maior exatidatildeo nas medidas cujas amostras possuem um certo grau de
textura Este meacutetodo nada mais eacute que a adequaccedilatildeo da Equaccedilatildeo 33 utilizando coordenadas
polares (Figura 13) ao estado real de tensotildees que resulta em
120576(120593) = cot 119892120579 ∙ (120579120593 minus 120579119900) (35)
Figura 13 Sistema de coordenadas polares [41 Modificado] [41]
Sabendo que
25
120576120593 = (1205901 ∙ 1198881199001199042120593 + 1205902 ∙ 1199041198901198992120593)1199041198901198992 minus 120583(1205901 + 1205902 + 1205903)
119864 (36)
Mantendo o acircngulo 120593 fixo e determinando a diferenccedila entre as deformaccedilotildees em duas
direccedilotildees distintas atraveacutes do acircngulo obtemos
120576(1205932) minus 120576(1205931) = cot 119892120579119900 ∙ (1205791205932minus 1205791205931
) (37)
Reescrevendo o primeiro termo da equaccedilatildeo 36 em funccedilatildeo da diferenccedila de deformaccedilatildeo
entre duas direccedilotildees diferentes temos
120576(1205932) minus 120576(1205931) =(1 + 120583) ∙ 120590120593 ∙ (11990411989011989922 minus 11990411989011989921)
119864 (38)
Substituindo o primeiro membro da Equaccedilatildeo 38 pelo segundo membro da equaccedilatildeo 37
obteacutem-se a equaccedilatildeo utilizada na mediccedilatildeo de tensotildees residuais
120590120593 =119864
(1 + 120583)∙ cot 119892120579119900 ∙
(1205791205932minus 1205791205931
)
(11990411989011989922 minus 11990411989011989921) (38)
O graacutefico da Figura 14 eacute obtido pela plotagem das variaccedilotildees dos acircngulos de difraccedilatildeo
2θ com as variaccedilotildees dos acircngulos de incidecircncia dos raios-X Podemos observar a partir da
equaccedilatildeo 38 que a tensatildeo residual eacute diretamente proporcional agrave derivada de 2θ em funccedilatildeo de
sensup2ψ
Figura 14 Estado de tensatildeo do material em funccedilatildeo do declive da curva 2θ x sensup2ψ [41]
26
Capiacutetulo 3
Materiais e Meacutetodos
A realizaccedilatildeo do procedimento experimental teve algumas fases dentre as quais pode-
se citar a preparaccedilatildeo das amostras torneamento em alta velocidade mediccedilatildeo das tensotildees
residuais superficiais por difraccedilatildeo de raios-x e anaacutelise dos resultados Os itens subsequentes
descrevem em detalhes todos os meacutetodos equipamentos e procedimentos utilizados neste
trabalho
31 ndash Material
O material utilizado na confecccedilatildeo das amostras foi o accedilo SAE 4140 cuja a dureza
medida foi de aproximadamente 15 HRc Este accedilo foi adquirido em barras de duas polegadas
de diacircmetro por 120 mm de comprimento e em cada barra foi confeccionado 4 amostras
conforme a Figura 15
Figura 15 Representaccedilatildeo esquemaacutetica das amostras
27
32 ndash Preparaccedilatildeo das amostras
A amostra foi usinada no torno mecacircnico convencional do Laboratoacuterio de Pesquisa em
Usinagem (LABUS) do Centro Federal de Ensino Tecnoloacutegico Celso Suckow da Fonseca
(CEFET ndash RJ Maracanatilde) conforme a Figura 16 Na operaccedilatildeo foi utilizado fluido de corte
para tentar amenizar a influecircncia desta usinagem no resultado final
Figura 16 Torno utilizado na preparaccedilatildeo da amostra
A partir dos resultados obtidos das tensotildees residuais apoacutes a usinagem no torno
convencional constatou-se que as medidas foram muito aleatoacuterias devido ao desgaste da
ferramenta utilizada e entatildeo optou-se por realizar um tratamento teacutermico de aliacutevio de tensotildees
(TTAT) para evitar que os resultados da usinagem principal fossem influenciados pela
operaccedilatildeo anterior As amostras foram aquecidas agrave uma taxa de aproximadamente 175 ordmC
min Apoacutes atingida e estabilizada a temperatura de 600degC a amostra permaneceu nesta
condiccedilatildeo por 2 horas sendo posteriormente resfriada no forno Os valores das tensotildees foram
medidos novamente apoacutes o tratamento
28
33 ndash Torneamento em Alta Velocidade
O torno utilizado nas operaccedilotildees em alta velocidade foi o centro de torneamento Romi
modelo Centur 30D conforme apresenta a Figura 17 capaz de operar em uma faixa em
velocidades entre 4 a 4000 rpm e com potecircncia de 10 CV
Figura 17 CNC Romi Centur 30D
De acordo com as caracteriacutesticas do torno foram escolhidos os paracircmetros mostrados
na Tabela 5 que podem se enquadrar no regime de torneamento em alta velocidade A
profundidade de corte (ap) tambeacutem foi modificada entre as condiccedilotildees [33] Entatildeo o
torneamento das amostras foi fundamentado em um experimento fatorial de quatro
combinaccedilotildees sendo duas repeticcedilotildees para cada combinaccedilatildeo Foi usado um avanccedilo (a)
constante para todas as condiccedilotildees de 02 mmrot A programaccedilatildeo utilizada pode ser
encontrada no Anexo A
Tabela 5 Tabela das Condiccedilotildees
Condiccedilatildeo A B Vc [mmin] ap [mm]
1 -1 -1 500 01
2 -1 1 500 02
3 1 -1 600 01
4 1 1 600 02
29
Onde
Fatores A Velocidade de Corte (Niacuteveis 119881minus1 = 500 119898119898119894119899 e 119881+1 = 600 119898119898119894119899)
B Profundidade de Corte (Niacuteveis 119865minus1 = 01 119898119898 ou 119865+1 = 02 119898119898)
Tratamentos
119881minus1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 02 mm
119881minus1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 02 mm
Unidade
Experimental Mega Pascal
As ferramentas utilizadas foram os insertos VBMT 160408-PM4325 da Sandvik com
geometria mostrada na Figura 18 Para cada condiccedilatildeo foi utilizado um soacute gume de corte para
garantir a uniformidade da aresta de corte e evitar que o desgaste da ferramenta influenciasse
nos resultados finais A Tabela 6 fornece as principais caracteriacutesticas do inserto
Figura 18 Insertos utilizados no torneamento
Tabela 6 Propriedades do inserto
Tamanho Efetivo da aresta de corte (LE) 15806 mm
Diacircmetro ciacuterculo inscrito (IC) 9525 mm
Raio da ponta (RE) 0794 mm
Espessura (S) 4763 mm
30
34 ndash Mediccedilatildeo das tensotildees residuais
As mediccedilotildees de tensotildees residuais foram realizadas no Laboratoacuterio de Anaacutelise de
Tensotildees (LAT) do Departamento de Engenharia Mecacircnica da Universidade Federal
Fluminense (UFF) A teacutecnica adotada foi a de tensometria por difraccedilatildeo de raios-X utilizando-
se o equipamento de anaacutelise de tensotildees da Stressrad (Figura 19)
Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra
As amostras foram medidas em duas direccedilotildees longitudinal (L) e circunferencial copy
conforme detalha a Figura 20 Os seguintes paracircmetros foram adotados
Radiaccedilatildeo Crκα (λ=22809Å) difratando o plano cristalograacutefico (211) da ferrita
Acircngulo de difraccedilatildeo de ferrita (2θ) 1562ordm
Acircngulos Ψ 0ordm 21ordm 30ordm 38ordm 45ordm
Tempo de exposiccedilatildeo ao Raio-X 45s para cada acircngulo Ψ
FONTE DE ALTA TENSAtildeO
AMOSTRA SOFTWARE
TUBO DE Crκα
GONIOcircMETRO
31
Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial
A rugosidade superficial das amostras foi medida com o rugosiacutemetro da Taylor
Hobson Precision Surtronic 25 (Figura 21) As mediccedilotildees foram feitas em pontos distintos da
amostra no sentido longitudinal procurando obter o resultado que melhor representasse a
rugosidade real das amostras Foram realizadas 7 medidas em cada amostra
O paracircmetro adotado foi a rugosidade meacutedia (Ra) na qual o comprimento de mediccedilatildeo
foi de L= 400 e o de amostragem igual a La = 08mm O raio da ponta do apalpador eacute de
5microm conferindo ao equipamento uma resoluccedilatildeo de 001microm com precisatildeo de 2 do valor
medido
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson
32
Capiacutetulo 4
Resultados e discussotildees
As anaacutelises inicias foram com base nos valores de tensatildeo residuais (TR) sendo as
medidas realizadas apoacutes a preparaccedilatildeo das amostras mas devido a heterogeneidade
apresentada pelas mesmas foi realizado um TTAT Apoacutes o tratamento teacutermico obteve-se uma
meacutedia de -144 MPa nas tensotildees residuais longitudinais (L) e de -142 MPa na direccedilatildeo
circunferencial (C) com erro de aproximadamente 15 MPa Apoacutes a usinagem principal as
tensotildees residuais foram medidas novamente e a Tabela 7 apresenta os valores obtidos em
todas as amostras
Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem
Condiccedilatildeo Amostra Tensatildeo Residual [MPa]
Longitudinal (L) Circunferencial (C)
1 2D -183 plusmn 20 435 plusmn 31
2C 67 plusmn 1 550 plusmn 16
2 2B -162 plusmn 33 498 plusmn 0
2A 179 plusmn 25 508 plusmn 101
3 1D -260 plusmn 75 291 plusmn 41
1C -90 plusmn 0 405 plusmn 33
4 1B 97 plusmn 23 369 plusmn 1
1A 125 plusmn 6 262 plusmn 8
A Figura 22 mostra os valores das tensotildees residual nas direccedilotildees circunferencial e longitudinal
respectivamente Com base nos graacuteficos nota-se que o comportamento das TR
circunferenciais eacute homogecircneo e coerente com a literatura [33] onde com valores maiores de
velocidade de corte tem-se uma diminuiccedilatildeo na magnitude das tensotildees trativas Entretanto na
longitudinal haacute muita heterogeneidade nos valores o que torna difiacutecil a anaacutelise dos resultados
nesta direccedilatildeo
33
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Longitudinal
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
1 2 3 4Condiccedilotildees
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Condiccedilotildees
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial
A Tabela 8 apresenta a meacutedia das tensotildees para cada condiccedilatildeo tanto na direccedilatildeo
longitudinal quanto na transversal a fim de analisar a influecircncia de cada paracircmetro nas
tensotildees residuais gerados no torneamento Conforme valores apresentados as tensotildees
superficiais circunferenciais encontram-se no estado de traccedilatildeo enquanto as tensotildees na direccedilatildeo
longitudinal apresentam um misto de compressatildeo e traccedilatildeo
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual
Condiccedilatildeo Tensotildees residuais (MPa)
C L
1 4925 plusmn 5 -58 plusmn 3
2 503 plusmn 7 85 plusmn 5
3 348 plusmn 6 -175 plusmn 6
4 3155 plusmn 2 111 plusmn 4
34
Avaliando o graacutefico da Figura 23 eacute possiacutevel observar uma clara reduccedilatildeo nos valores
das tensotildees quando passamos do regime de velocidade de 500mmin (condiccedilotildees 1 e 2) para o
de 600mmin (condiccedilotildees 3 e 4) Isto sugere que a tendecircncia da tensatildeo residual eacute reduzir seu
valor com o aumento da velocidade de corte conforme previsto na literatura [33] para
condiccedilotildees de transiccedilatildeo baixa-alta velocidade de corte Este comportamento sugere que a
condiccedilatildeo um e dois encontram-se no limiar do regime de altas velocidades
Com relaccedilatildeo ao efeito da profundidade nota-se que o comportamento das tensotildees
residuais eacute resultado da combinaccedilatildeo entre profundidade e velocidade Quando se tem
velocidades de corte maior o aumento da profundidade tende a diminuir os valores das
tensotildees ou seja aumenta o efeito da deformaccedilatildeo plaacutestica sobre o gradiente teacutermico o que natildeo
eacute evidente para velocidades menores
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Profundidade
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial
Na direccedilatildeo longitudinal (Figura 24) percebe-se uma amplificaccedilatildeo do efeito da
profundidade de corte na tensatildeo residual com o aumento da velocidade de corte Para as
amostras que foram submetidas agrave maior velocidade de corte ocorreu um aumento expressivo
da diferenccedila dos valores de tensotildees residuais encontrados em funccedilatildeo de uma mesma
profundidade de corte utilizada Contudo considerando o desvio padratildeo entre as medidas natildeo
35
se pode concluir qual a tendecircncia das TR na direccedilatildeo longitudinal com essa quantidade de
amostras pois haacute muita heterogeneidade nas medidas
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
LongitudinalT
ensatilde
o R
esid
ual (
MP
a)
Profundidade
Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal
Com relaccedilatildeo agrave rugosidade a literatura [10] descreve que com o aumento da velocidade
de corte ocorre uma diminuiccedilatildeo dos valores meacutedios de rugosidade enquanto que o aumento
da profundidade de corte acarreta em valores maiores de rugosidade apesar deste uacuteltimo natildeo
impactar tanto nos resultados Analisando os valores de rugosidade apresentados na Figura 25
em conjunto com a Figura 26 nota-se que os menores valores meacutedios de rugosidade foram
obtidos para os maiores valores de velocidade de corte (condiccedilotildees 3 e 4) Contudo tambeacutem
fica claro que existe uma inconsistecircncia dos valores apresentados na condiccedilatildeo dois O valor
esperado para esta condiccedilatildeo era seguir a tendecircncia das condiccedilotildees trecircs e quatro ou seja o valor
meacutedio de rugosidade da condiccedilatildeo dois deveria ser da mesma magnitude do valor da condiccedilatildeo
um poreacutem superior assim como o da condiccedilatildeo quatro eacute maior do que o da condiccedilatildeo trecircs
36
01 0223
24
25
26
27
28
29
30Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Profundidade
Vc = 500 [mmin] Vc = 600 [mmin]
Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade
1 2 3 423
24
25
26
27
28
29
30 Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Condiccedilatildeo
Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial
Analisando a Figura 27 eacute perceptiacutevel que o aumento da profundidade de corte
ocasionou resultados com tensotildees longitudinais de natureza trativa Isso pode ser relacionado
37
com um possiacutevel fator teacutermico imposto pela maior profundidade de corte sendo mais
evidente com maiores valores de velocidade de corte Entretanto quando se compara tensotildees
residuais com rugosidade novamente natildeo haacute como chegar a conclusotildees
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
1 2 3 4
Longitudinal
Condiccedilotildees
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
24
26
28
30
Rug
osid
ade
(μm
)
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
24
Entatildeo ao utilizar um feixe de raios-X monocromaacuteticos (λ = constante) o valor do
acircngulo θ referente a uma intensidade maacutexima de difraccedilatildeo depende somente da distacircncia
interplanar ldquodrdquo
A derivada da expressatildeo de Bragg indica que
∆119889
119889+
119888119900119904120579
119904119890119899120579∙ ∆120579 = 0 (32)
120576 = minus∆120579 ∙ cot 119892120579 (33)
∆120579 = 120579119888119900119898 119905119890119899119904atilde119900 minus 120579119904119890119898 119905119890119899119904atilde119900 (34)
Medindo ∆120579 pode-se calcular a deformaccedilatildeo e consequentemente a respectiva tensatildeo
residual Vaacuterios meacutetodos satildeo propostos para determinaccedilatildeo das deformaccedilotildees segundo a
difraccedilatildeo de raiosndashX [39] [40] Poreacutem no escopo deste trabalho seraacute tratado somente o meacutetodo
do sensup2 Segundo Bordinassi et al (2006) [34] este meacutetodo tem sua maior aplicabilidade
quando se busca maior exatidatildeo nas medidas cujas amostras possuem um certo grau de
textura Este meacutetodo nada mais eacute que a adequaccedilatildeo da Equaccedilatildeo 33 utilizando coordenadas
polares (Figura 13) ao estado real de tensotildees que resulta em
120576(120593) = cot 119892120579 ∙ (120579120593 minus 120579119900) (35)
Figura 13 Sistema de coordenadas polares [41 Modificado] [41]
Sabendo que
25
120576120593 = (1205901 ∙ 1198881199001199042120593 + 1205902 ∙ 1199041198901198992120593)1199041198901198992 minus 120583(1205901 + 1205902 + 1205903)
119864 (36)
Mantendo o acircngulo 120593 fixo e determinando a diferenccedila entre as deformaccedilotildees em duas
direccedilotildees distintas atraveacutes do acircngulo obtemos
120576(1205932) minus 120576(1205931) = cot 119892120579119900 ∙ (1205791205932minus 1205791205931
) (37)
Reescrevendo o primeiro termo da equaccedilatildeo 36 em funccedilatildeo da diferenccedila de deformaccedilatildeo
entre duas direccedilotildees diferentes temos
120576(1205932) minus 120576(1205931) =(1 + 120583) ∙ 120590120593 ∙ (11990411989011989922 minus 11990411989011989921)
119864 (38)
Substituindo o primeiro membro da Equaccedilatildeo 38 pelo segundo membro da equaccedilatildeo 37
obteacutem-se a equaccedilatildeo utilizada na mediccedilatildeo de tensotildees residuais
120590120593 =119864
(1 + 120583)∙ cot 119892120579119900 ∙
(1205791205932minus 1205791205931
)
(11990411989011989922 minus 11990411989011989921) (38)
O graacutefico da Figura 14 eacute obtido pela plotagem das variaccedilotildees dos acircngulos de difraccedilatildeo
2θ com as variaccedilotildees dos acircngulos de incidecircncia dos raios-X Podemos observar a partir da
equaccedilatildeo 38 que a tensatildeo residual eacute diretamente proporcional agrave derivada de 2θ em funccedilatildeo de
sensup2ψ
Figura 14 Estado de tensatildeo do material em funccedilatildeo do declive da curva 2θ x sensup2ψ [41]
26
Capiacutetulo 3
Materiais e Meacutetodos
A realizaccedilatildeo do procedimento experimental teve algumas fases dentre as quais pode-
se citar a preparaccedilatildeo das amostras torneamento em alta velocidade mediccedilatildeo das tensotildees
residuais superficiais por difraccedilatildeo de raios-x e anaacutelise dos resultados Os itens subsequentes
descrevem em detalhes todos os meacutetodos equipamentos e procedimentos utilizados neste
trabalho
31 ndash Material
O material utilizado na confecccedilatildeo das amostras foi o accedilo SAE 4140 cuja a dureza
medida foi de aproximadamente 15 HRc Este accedilo foi adquirido em barras de duas polegadas
de diacircmetro por 120 mm de comprimento e em cada barra foi confeccionado 4 amostras
conforme a Figura 15
Figura 15 Representaccedilatildeo esquemaacutetica das amostras
27
32 ndash Preparaccedilatildeo das amostras
A amostra foi usinada no torno mecacircnico convencional do Laboratoacuterio de Pesquisa em
Usinagem (LABUS) do Centro Federal de Ensino Tecnoloacutegico Celso Suckow da Fonseca
(CEFET ndash RJ Maracanatilde) conforme a Figura 16 Na operaccedilatildeo foi utilizado fluido de corte
para tentar amenizar a influecircncia desta usinagem no resultado final
Figura 16 Torno utilizado na preparaccedilatildeo da amostra
A partir dos resultados obtidos das tensotildees residuais apoacutes a usinagem no torno
convencional constatou-se que as medidas foram muito aleatoacuterias devido ao desgaste da
ferramenta utilizada e entatildeo optou-se por realizar um tratamento teacutermico de aliacutevio de tensotildees
(TTAT) para evitar que os resultados da usinagem principal fossem influenciados pela
operaccedilatildeo anterior As amostras foram aquecidas agrave uma taxa de aproximadamente 175 ordmC
min Apoacutes atingida e estabilizada a temperatura de 600degC a amostra permaneceu nesta
condiccedilatildeo por 2 horas sendo posteriormente resfriada no forno Os valores das tensotildees foram
medidos novamente apoacutes o tratamento
28
33 ndash Torneamento em Alta Velocidade
O torno utilizado nas operaccedilotildees em alta velocidade foi o centro de torneamento Romi
modelo Centur 30D conforme apresenta a Figura 17 capaz de operar em uma faixa em
velocidades entre 4 a 4000 rpm e com potecircncia de 10 CV
Figura 17 CNC Romi Centur 30D
De acordo com as caracteriacutesticas do torno foram escolhidos os paracircmetros mostrados
na Tabela 5 que podem se enquadrar no regime de torneamento em alta velocidade A
profundidade de corte (ap) tambeacutem foi modificada entre as condiccedilotildees [33] Entatildeo o
torneamento das amostras foi fundamentado em um experimento fatorial de quatro
combinaccedilotildees sendo duas repeticcedilotildees para cada combinaccedilatildeo Foi usado um avanccedilo (a)
constante para todas as condiccedilotildees de 02 mmrot A programaccedilatildeo utilizada pode ser
encontrada no Anexo A
Tabela 5 Tabela das Condiccedilotildees
Condiccedilatildeo A B Vc [mmin] ap [mm]
1 -1 -1 500 01
2 -1 1 500 02
3 1 -1 600 01
4 1 1 600 02
29
Onde
Fatores A Velocidade de Corte (Niacuteveis 119881minus1 = 500 119898119898119894119899 e 119881+1 = 600 119898119898119894119899)
B Profundidade de Corte (Niacuteveis 119865minus1 = 01 119898119898 ou 119865+1 = 02 119898119898)
Tratamentos
119881minus1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 02 mm
119881minus1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 02 mm
Unidade
Experimental Mega Pascal
As ferramentas utilizadas foram os insertos VBMT 160408-PM4325 da Sandvik com
geometria mostrada na Figura 18 Para cada condiccedilatildeo foi utilizado um soacute gume de corte para
garantir a uniformidade da aresta de corte e evitar que o desgaste da ferramenta influenciasse
nos resultados finais A Tabela 6 fornece as principais caracteriacutesticas do inserto
Figura 18 Insertos utilizados no torneamento
Tabela 6 Propriedades do inserto
Tamanho Efetivo da aresta de corte (LE) 15806 mm
Diacircmetro ciacuterculo inscrito (IC) 9525 mm
Raio da ponta (RE) 0794 mm
Espessura (S) 4763 mm
30
34 ndash Mediccedilatildeo das tensotildees residuais
As mediccedilotildees de tensotildees residuais foram realizadas no Laboratoacuterio de Anaacutelise de
Tensotildees (LAT) do Departamento de Engenharia Mecacircnica da Universidade Federal
Fluminense (UFF) A teacutecnica adotada foi a de tensometria por difraccedilatildeo de raios-X utilizando-
se o equipamento de anaacutelise de tensotildees da Stressrad (Figura 19)
Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra
As amostras foram medidas em duas direccedilotildees longitudinal (L) e circunferencial copy
conforme detalha a Figura 20 Os seguintes paracircmetros foram adotados
Radiaccedilatildeo Crκα (λ=22809Å) difratando o plano cristalograacutefico (211) da ferrita
Acircngulo de difraccedilatildeo de ferrita (2θ) 1562ordm
Acircngulos Ψ 0ordm 21ordm 30ordm 38ordm 45ordm
Tempo de exposiccedilatildeo ao Raio-X 45s para cada acircngulo Ψ
FONTE DE ALTA TENSAtildeO
AMOSTRA SOFTWARE
TUBO DE Crκα
GONIOcircMETRO
31
Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial
A rugosidade superficial das amostras foi medida com o rugosiacutemetro da Taylor
Hobson Precision Surtronic 25 (Figura 21) As mediccedilotildees foram feitas em pontos distintos da
amostra no sentido longitudinal procurando obter o resultado que melhor representasse a
rugosidade real das amostras Foram realizadas 7 medidas em cada amostra
O paracircmetro adotado foi a rugosidade meacutedia (Ra) na qual o comprimento de mediccedilatildeo
foi de L= 400 e o de amostragem igual a La = 08mm O raio da ponta do apalpador eacute de
5microm conferindo ao equipamento uma resoluccedilatildeo de 001microm com precisatildeo de 2 do valor
medido
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson
32
Capiacutetulo 4
Resultados e discussotildees
As anaacutelises inicias foram com base nos valores de tensatildeo residuais (TR) sendo as
medidas realizadas apoacutes a preparaccedilatildeo das amostras mas devido a heterogeneidade
apresentada pelas mesmas foi realizado um TTAT Apoacutes o tratamento teacutermico obteve-se uma
meacutedia de -144 MPa nas tensotildees residuais longitudinais (L) e de -142 MPa na direccedilatildeo
circunferencial (C) com erro de aproximadamente 15 MPa Apoacutes a usinagem principal as
tensotildees residuais foram medidas novamente e a Tabela 7 apresenta os valores obtidos em
todas as amostras
Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem
Condiccedilatildeo Amostra Tensatildeo Residual [MPa]
Longitudinal (L) Circunferencial (C)
1 2D -183 plusmn 20 435 plusmn 31
2C 67 plusmn 1 550 plusmn 16
2 2B -162 plusmn 33 498 plusmn 0
2A 179 plusmn 25 508 plusmn 101
3 1D -260 plusmn 75 291 plusmn 41
1C -90 plusmn 0 405 plusmn 33
4 1B 97 plusmn 23 369 plusmn 1
1A 125 plusmn 6 262 plusmn 8
A Figura 22 mostra os valores das tensotildees residual nas direccedilotildees circunferencial e longitudinal
respectivamente Com base nos graacuteficos nota-se que o comportamento das TR
circunferenciais eacute homogecircneo e coerente com a literatura [33] onde com valores maiores de
velocidade de corte tem-se uma diminuiccedilatildeo na magnitude das tensotildees trativas Entretanto na
longitudinal haacute muita heterogeneidade nos valores o que torna difiacutecil a anaacutelise dos resultados
nesta direccedilatildeo
33
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Longitudinal
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
1 2 3 4Condiccedilotildees
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Condiccedilotildees
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial
A Tabela 8 apresenta a meacutedia das tensotildees para cada condiccedilatildeo tanto na direccedilatildeo
longitudinal quanto na transversal a fim de analisar a influecircncia de cada paracircmetro nas
tensotildees residuais gerados no torneamento Conforme valores apresentados as tensotildees
superficiais circunferenciais encontram-se no estado de traccedilatildeo enquanto as tensotildees na direccedilatildeo
longitudinal apresentam um misto de compressatildeo e traccedilatildeo
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual
Condiccedilatildeo Tensotildees residuais (MPa)
C L
1 4925 plusmn 5 -58 plusmn 3
2 503 plusmn 7 85 plusmn 5
3 348 plusmn 6 -175 plusmn 6
4 3155 plusmn 2 111 plusmn 4
34
Avaliando o graacutefico da Figura 23 eacute possiacutevel observar uma clara reduccedilatildeo nos valores
das tensotildees quando passamos do regime de velocidade de 500mmin (condiccedilotildees 1 e 2) para o
de 600mmin (condiccedilotildees 3 e 4) Isto sugere que a tendecircncia da tensatildeo residual eacute reduzir seu
valor com o aumento da velocidade de corte conforme previsto na literatura [33] para
condiccedilotildees de transiccedilatildeo baixa-alta velocidade de corte Este comportamento sugere que a
condiccedilatildeo um e dois encontram-se no limiar do regime de altas velocidades
Com relaccedilatildeo ao efeito da profundidade nota-se que o comportamento das tensotildees
residuais eacute resultado da combinaccedilatildeo entre profundidade e velocidade Quando se tem
velocidades de corte maior o aumento da profundidade tende a diminuir os valores das
tensotildees ou seja aumenta o efeito da deformaccedilatildeo plaacutestica sobre o gradiente teacutermico o que natildeo
eacute evidente para velocidades menores
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Profundidade
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial
Na direccedilatildeo longitudinal (Figura 24) percebe-se uma amplificaccedilatildeo do efeito da
profundidade de corte na tensatildeo residual com o aumento da velocidade de corte Para as
amostras que foram submetidas agrave maior velocidade de corte ocorreu um aumento expressivo
da diferenccedila dos valores de tensotildees residuais encontrados em funccedilatildeo de uma mesma
profundidade de corte utilizada Contudo considerando o desvio padratildeo entre as medidas natildeo
35
se pode concluir qual a tendecircncia das TR na direccedilatildeo longitudinal com essa quantidade de
amostras pois haacute muita heterogeneidade nas medidas
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
LongitudinalT
ensatilde
o R
esid
ual (
MP
a)
Profundidade
Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal
Com relaccedilatildeo agrave rugosidade a literatura [10] descreve que com o aumento da velocidade
de corte ocorre uma diminuiccedilatildeo dos valores meacutedios de rugosidade enquanto que o aumento
da profundidade de corte acarreta em valores maiores de rugosidade apesar deste uacuteltimo natildeo
impactar tanto nos resultados Analisando os valores de rugosidade apresentados na Figura 25
em conjunto com a Figura 26 nota-se que os menores valores meacutedios de rugosidade foram
obtidos para os maiores valores de velocidade de corte (condiccedilotildees 3 e 4) Contudo tambeacutem
fica claro que existe uma inconsistecircncia dos valores apresentados na condiccedilatildeo dois O valor
esperado para esta condiccedilatildeo era seguir a tendecircncia das condiccedilotildees trecircs e quatro ou seja o valor
meacutedio de rugosidade da condiccedilatildeo dois deveria ser da mesma magnitude do valor da condiccedilatildeo
um poreacutem superior assim como o da condiccedilatildeo quatro eacute maior do que o da condiccedilatildeo trecircs
36
01 0223
24
25
26
27
28
29
30Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Profundidade
Vc = 500 [mmin] Vc = 600 [mmin]
Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade
1 2 3 423
24
25
26
27
28
29
30 Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Condiccedilatildeo
Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial
Analisando a Figura 27 eacute perceptiacutevel que o aumento da profundidade de corte
ocasionou resultados com tensotildees longitudinais de natureza trativa Isso pode ser relacionado
37
com um possiacutevel fator teacutermico imposto pela maior profundidade de corte sendo mais
evidente com maiores valores de velocidade de corte Entretanto quando se compara tensotildees
residuais com rugosidade novamente natildeo haacute como chegar a conclusotildees
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
1 2 3 4
Longitudinal
Condiccedilotildees
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
24
26
28
30
Rug
osid
ade
(μm
)
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
25
120576120593 = (1205901 ∙ 1198881199001199042120593 + 1205902 ∙ 1199041198901198992120593)1199041198901198992 minus 120583(1205901 + 1205902 + 1205903)
119864 (36)
Mantendo o acircngulo 120593 fixo e determinando a diferenccedila entre as deformaccedilotildees em duas
direccedilotildees distintas atraveacutes do acircngulo obtemos
120576(1205932) minus 120576(1205931) = cot 119892120579119900 ∙ (1205791205932minus 1205791205931
) (37)
Reescrevendo o primeiro termo da equaccedilatildeo 36 em funccedilatildeo da diferenccedila de deformaccedilatildeo
entre duas direccedilotildees diferentes temos
120576(1205932) minus 120576(1205931) =(1 + 120583) ∙ 120590120593 ∙ (11990411989011989922 minus 11990411989011989921)
119864 (38)
Substituindo o primeiro membro da Equaccedilatildeo 38 pelo segundo membro da equaccedilatildeo 37
obteacutem-se a equaccedilatildeo utilizada na mediccedilatildeo de tensotildees residuais
120590120593 =119864
(1 + 120583)∙ cot 119892120579119900 ∙
(1205791205932minus 1205791205931
)
(11990411989011989922 minus 11990411989011989921) (38)
O graacutefico da Figura 14 eacute obtido pela plotagem das variaccedilotildees dos acircngulos de difraccedilatildeo
2θ com as variaccedilotildees dos acircngulos de incidecircncia dos raios-X Podemos observar a partir da
equaccedilatildeo 38 que a tensatildeo residual eacute diretamente proporcional agrave derivada de 2θ em funccedilatildeo de
sensup2ψ
Figura 14 Estado de tensatildeo do material em funccedilatildeo do declive da curva 2θ x sensup2ψ [41]
26
Capiacutetulo 3
Materiais e Meacutetodos
A realizaccedilatildeo do procedimento experimental teve algumas fases dentre as quais pode-
se citar a preparaccedilatildeo das amostras torneamento em alta velocidade mediccedilatildeo das tensotildees
residuais superficiais por difraccedilatildeo de raios-x e anaacutelise dos resultados Os itens subsequentes
descrevem em detalhes todos os meacutetodos equipamentos e procedimentos utilizados neste
trabalho
31 ndash Material
O material utilizado na confecccedilatildeo das amostras foi o accedilo SAE 4140 cuja a dureza
medida foi de aproximadamente 15 HRc Este accedilo foi adquirido em barras de duas polegadas
de diacircmetro por 120 mm de comprimento e em cada barra foi confeccionado 4 amostras
conforme a Figura 15
Figura 15 Representaccedilatildeo esquemaacutetica das amostras
27
32 ndash Preparaccedilatildeo das amostras
A amostra foi usinada no torno mecacircnico convencional do Laboratoacuterio de Pesquisa em
Usinagem (LABUS) do Centro Federal de Ensino Tecnoloacutegico Celso Suckow da Fonseca
(CEFET ndash RJ Maracanatilde) conforme a Figura 16 Na operaccedilatildeo foi utilizado fluido de corte
para tentar amenizar a influecircncia desta usinagem no resultado final
Figura 16 Torno utilizado na preparaccedilatildeo da amostra
A partir dos resultados obtidos das tensotildees residuais apoacutes a usinagem no torno
convencional constatou-se que as medidas foram muito aleatoacuterias devido ao desgaste da
ferramenta utilizada e entatildeo optou-se por realizar um tratamento teacutermico de aliacutevio de tensotildees
(TTAT) para evitar que os resultados da usinagem principal fossem influenciados pela
operaccedilatildeo anterior As amostras foram aquecidas agrave uma taxa de aproximadamente 175 ordmC
min Apoacutes atingida e estabilizada a temperatura de 600degC a amostra permaneceu nesta
condiccedilatildeo por 2 horas sendo posteriormente resfriada no forno Os valores das tensotildees foram
medidos novamente apoacutes o tratamento
28
33 ndash Torneamento em Alta Velocidade
O torno utilizado nas operaccedilotildees em alta velocidade foi o centro de torneamento Romi
modelo Centur 30D conforme apresenta a Figura 17 capaz de operar em uma faixa em
velocidades entre 4 a 4000 rpm e com potecircncia de 10 CV
Figura 17 CNC Romi Centur 30D
De acordo com as caracteriacutesticas do torno foram escolhidos os paracircmetros mostrados
na Tabela 5 que podem se enquadrar no regime de torneamento em alta velocidade A
profundidade de corte (ap) tambeacutem foi modificada entre as condiccedilotildees [33] Entatildeo o
torneamento das amostras foi fundamentado em um experimento fatorial de quatro
combinaccedilotildees sendo duas repeticcedilotildees para cada combinaccedilatildeo Foi usado um avanccedilo (a)
constante para todas as condiccedilotildees de 02 mmrot A programaccedilatildeo utilizada pode ser
encontrada no Anexo A
Tabela 5 Tabela das Condiccedilotildees
Condiccedilatildeo A B Vc [mmin] ap [mm]
1 -1 -1 500 01
2 -1 1 500 02
3 1 -1 600 01
4 1 1 600 02
29
Onde
Fatores A Velocidade de Corte (Niacuteveis 119881minus1 = 500 119898119898119894119899 e 119881+1 = 600 119898119898119894119899)
B Profundidade de Corte (Niacuteveis 119865minus1 = 01 119898119898 ou 119865+1 = 02 119898119898)
Tratamentos
119881minus1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 02 mm
119881minus1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 02 mm
Unidade
Experimental Mega Pascal
As ferramentas utilizadas foram os insertos VBMT 160408-PM4325 da Sandvik com
geometria mostrada na Figura 18 Para cada condiccedilatildeo foi utilizado um soacute gume de corte para
garantir a uniformidade da aresta de corte e evitar que o desgaste da ferramenta influenciasse
nos resultados finais A Tabela 6 fornece as principais caracteriacutesticas do inserto
Figura 18 Insertos utilizados no torneamento
Tabela 6 Propriedades do inserto
Tamanho Efetivo da aresta de corte (LE) 15806 mm
Diacircmetro ciacuterculo inscrito (IC) 9525 mm
Raio da ponta (RE) 0794 mm
Espessura (S) 4763 mm
30
34 ndash Mediccedilatildeo das tensotildees residuais
As mediccedilotildees de tensotildees residuais foram realizadas no Laboratoacuterio de Anaacutelise de
Tensotildees (LAT) do Departamento de Engenharia Mecacircnica da Universidade Federal
Fluminense (UFF) A teacutecnica adotada foi a de tensometria por difraccedilatildeo de raios-X utilizando-
se o equipamento de anaacutelise de tensotildees da Stressrad (Figura 19)
Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra
As amostras foram medidas em duas direccedilotildees longitudinal (L) e circunferencial copy
conforme detalha a Figura 20 Os seguintes paracircmetros foram adotados
Radiaccedilatildeo Crκα (λ=22809Å) difratando o plano cristalograacutefico (211) da ferrita
Acircngulo de difraccedilatildeo de ferrita (2θ) 1562ordm
Acircngulos Ψ 0ordm 21ordm 30ordm 38ordm 45ordm
Tempo de exposiccedilatildeo ao Raio-X 45s para cada acircngulo Ψ
FONTE DE ALTA TENSAtildeO
AMOSTRA SOFTWARE
TUBO DE Crκα
GONIOcircMETRO
31
Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial
A rugosidade superficial das amostras foi medida com o rugosiacutemetro da Taylor
Hobson Precision Surtronic 25 (Figura 21) As mediccedilotildees foram feitas em pontos distintos da
amostra no sentido longitudinal procurando obter o resultado que melhor representasse a
rugosidade real das amostras Foram realizadas 7 medidas em cada amostra
O paracircmetro adotado foi a rugosidade meacutedia (Ra) na qual o comprimento de mediccedilatildeo
foi de L= 400 e o de amostragem igual a La = 08mm O raio da ponta do apalpador eacute de
5microm conferindo ao equipamento uma resoluccedilatildeo de 001microm com precisatildeo de 2 do valor
medido
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson
32
Capiacutetulo 4
Resultados e discussotildees
As anaacutelises inicias foram com base nos valores de tensatildeo residuais (TR) sendo as
medidas realizadas apoacutes a preparaccedilatildeo das amostras mas devido a heterogeneidade
apresentada pelas mesmas foi realizado um TTAT Apoacutes o tratamento teacutermico obteve-se uma
meacutedia de -144 MPa nas tensotildees residuais longitudinais (L) e de -142 MPa na direccedilatildeo
circunferencial (C) com erro de aproximadamente 15 MPa Apoacutes a usinagem principal as
tensotildees residuais foram medidas novamente e a Tabela 7 apresenta os valores obtidos em
todas as amostras
Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem
Condiccedilatildeo Amostra Tensatildeo Residual [MPa]
Longitudinal (L) Circunferencial (C)
1 2D -183 plusmn 20 435 plusmn 31
2C 67 plusmn 1 550 plusmn 16
2 2B -162 plusmn 33 498 plusmn 0
2A 179 plusmn 25 508 plusmn 101
3 1D -260 plusmn 75 291 plusmn 41
1C -90 plusmn 0 405 plusmn 33
4 1B 97 plusmn 23 369 plusmn 1
1A 125 plusmn 6 262 plusmn 8
A Figura 22 mostra os valores das tensotildees residual nas direccedilotildees circunferencial e longitudinal
respectivamente Com base nos graacuteficos nota-se que o comportamento das TR
circunferenciais eacute homogecircneo e coerente com a literatura [33] onde com valores maiores de
velocidade de corte tem-se uma diminuiccedilatildeo na magnitude das tensotildees trativas Entretanto na
longitudinal haacute muita heterogeneidade nos valores o que torna difiacutecil a anaacutelise dos resultados
nesta direccedilatildeo
33
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Longitudinal
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
1 2 3 4Condiccedilotildees
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Condiccedilotildees
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial
A Tabela 8 apresenta a meacutedia das tensotildees para cada condiccedilatildeo tanto na direccedilatildeo
longitudinal quanto na transversal a fim de analisar a influecircncia de cada paracircmetro nas
tensotildees residuais gerados no torneamento Conforme valores apresentados as tensotildees
superficiais circunferenciais encontram-se no estado de traccedilatildeo enquanto as tensotildees na direccedilatildeo
longitudinal apresentam um misto de compressatildeo e traccedilatildeo
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual
Condiccedilatildeo Tensotildees residuais (MPa)
C L
1 4925 plusmn 5 -58 plusmn 3
2 503 plusmn 7 85 plusmn 5
3 348 plusmn 6 -175 plusmn 6
4 3155 plusmn 2 111 plusmn 4
34
Avaliando o graacutefico da Figura 23 eacute possiacutevel observar uma clara reduccedilatildeo nos valores
das tensotildees quando passamos do regime de velocidade de 500mmin (condiccedilotildees 1 e 2) para o
de 600mmin (condiccedilotildees 3 e 4) Isto sugere que a tendecircncia da tensatildeo residual eacute reduzir seu
valor com o aumento da velocidade de corte conforme previsto na literatura [33] para
condiccedilotildees de transiccedilatildeo baixa-alta velocidade de corte Este comportamento sugere que a
condiccedilatildeo um e dois encontram-se no limiar do regime de altas velocidades
Com relaccedilatildeo ao efeito da profundidade nota-se que o comportamento das tensotildees
residuais eacute resultado da combinaccedilatildeo entre profundidade e velocidade Quando se tem
velocidades de corte maior o aumento da profundidade tende a diminuir os valores das
tensotildees ou seja aumenta o efeito da deformaccedilatildeo plaacutestica sobre o gradiente teacutermico o que natildeo
eacute evidente para velocidades menores
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Profundidade
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial
Na direccedilatildeo longitudinal (Figura 24) percebe-se uma amplificaccedilatildeo do efeito da
profundidade de corte na tensatildeo residual com o aumento da velocidade de corte Para as
amostras que foram submetidas agrave maior velocidade de corte ocorreu um aumento expressivo
da diferenccedila dos valores de tensotildees residuais encontrados em funccedilatildeo de uma mesma
profundidade de corte utilizada Contudo considerando o desvio padratildeo entre as medidas natildeo
35
se pode concluir qual a tendecircncia das TR na direccedilatildeo longitudinal com essa quantidade de
amostras pois haacute muita heterogeneidade nas medidas
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
LongitudinalT
ensatilde
o R
esid
ual (
MP
a)
Profundidade
Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal
Com relaccedilatildeo agrave rugosidade a literatura [10] descreve que com o aumento da velocidade
de corte ocorre uma diminuiccedilatildeo dos valores meacutedios de rugosidade enquanto que o aumento
da profundidade de corte acarreta em valores maiores de rugosidade apesar deste uacuteltimo natildeo
impactar tanto nos resultados Analisando os valores de rugosidade apresentados na Figura 25
em conjunto com a Figura 26 nota-se que os menores valores meacutedios de rugosidade foram
obtidos para os maiores valores de velocidade de corte (condiccedilotildees 3 e 4) Contudo tambeacutem
fica claro que existe uma inconsistecircncia dos valores apresentados na condiccedilatildeo dois O valor
esperado para esta condiccedilatildeo era seguir a tendecircncia das condiccedilotildees trecircs e quatro ou seja o valor
meacutedio de rugosidade da condiccedilatildeo dois deveria ser da mesma magnitude do valor da condiccedilatildeo
um poreacutem superior assim como o da condiccedilatildeo quatro eacute maior do que o da condiccedilatildeo trecircs
36
01 0223
24
25
26
27
28
29
30Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Profundidade
Vc = 500 [mmin] Vc = 600 [mmin]
Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade
1 2 3 423
24
25
26
27
28
29
30 Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Condiccedilatildeo
Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial
Analisando a Figura 27 eacute perceptiacutevel que o aumento da profundidade de corte
ocasionou resultados com tensotildees longitudinais de natureza trativa Isso pode ser relacionado
37
com um possiacutevel fator teacutermico imposto pela maior profundidade de corte sendo mais
evidente com maiores valores de velocidade de corte Entretanto quando se compara tensotildees
residuais com rugosidade novamente natildeo haacute como chegar a conclusotildees
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
1 2 3 4
Longitudinal
Condiccedilotildees
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
24
26
28
30
Rug
osid
ade
(μm
)
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
26
Capiacutetulo 3
Materiais e Meacutetodos
A realizaccedilatildeo do procedimento experimental teve algumas fases dentre as quais pode-
se citar a preparaccedilatildeo das amostras torneamento em alta velocidade mediccedilatildeo das tensotildees
residuais superficiais por difraccedilatildeo de raios-x e anaacutelise dos resultados Os itens subsequentes
descrevem em detalhes todos os meacutetodos equipamentos e procedimentos utilizados neste
trabalho
31 ndash Material
O material utilizado na confecccedilatildeo das amostras foi o accedilo SAE 4140 cuja a dureza
medida foi de aproximadamente 15 HRc Este accedilo foi adquirido em barras de duas polegadas
de diacircmetro por 120 mm de comprimento e em cada barra foi confeccionado 4 amostras
conforme a Figura 15
Figura 15 Representaccedilatildeo esquemaacutetica das amostras
27
32 ndash Preparaccedilatildeo das amostras
A amostra foi usinada no torno mecacircnico convencional do Laboratoacuterio de Pesquisa em
Usinagem (LABUS) do Centro Federal de Ensino Tecnoloacutegico Celso Suckow da Fonseca
(CEFET ndash RJ Maracanatilde) conforme a Figura 16 Na operaccedilatildeo foi utilizado fluido de corte
para tentar amenizar a influecircncia desta usinagem no resultado final
Figura 16 Torno utilizado na preparaccedilatildeo da amostra
A partir dos resultados obtidos das tensotildees residuais apoacutes a usinagem no torno
convencional constatou-se que as medidas foram muito aleatoacuterias devido ao desgaste da
ferramenta utilizada e entatildeo optou-se por realizar um tratamento teacutermico de aliacutevio de tensotildees
(TTAT) para evitar que os resultados da usinagem principal fossem influenciados pela
operaccedilatildeo anterior As amostras foram aquecidas agrave uma taxa de aproximadamente 175 ordmC
min Apoacutes atingida e estabilizada a temperatura de 600degC a amostra permaneceu nesta
condiccedilatildeo por 2 horas sendo posteriormente resfriada no forno Os valores das tensotildees foram
medidos novamente apoacutes o tratamento
28
33 ndash Torneamento em Alta Velocidade
O torno utilizado nas operaccedilotildees em alta velocidade foi o centro de torneamento Romi
modelo Centur 30D conforme apresenta a Figura 17 capaz de operar em uma faixa em
velocidades entre 4 a 4000 rpm e com potecircncia de 10 CV
Figura 17 CNC Romi Centur 30D
De acordo com as caracteriacutesticas do torno foram escolhidos os paracircmetros mostrados
na Tabela 5 que podem se enquadrar no regime de torneamento em alta velocidade A
profundidade de corte (ap) tambeacutem foi modificada entre as condiccedilotildees [33] Entatildeo o
torneamento das amostras foi fundamentado em um experimento fatorial de quatro
combinaccedilotildees sendo duas repeticcedilotildees para cada combinaccedilatildeo Foi usado um avanccedilo (a)
constante para todas as condiccedilotildees de 02 mmrot A programaccedilatildeo utilizada pode ser
encontrada no Anexo A
Tabela 5 Tabela das Condiccedilotildees
Condiccedilatildeo A B Vc [mmin] ap [mm]
1 -1 -1 500 01
2 -1 1 500 02
3 1 -1 600 01
4 1 1 600 02
29
Onde
Fatores A Velocidade de Corte (Niacuteveis 119881minus1 = 500 119898119898119894119899 e 119881+1 = 600 119898119898119894119899)
B Profundidade de Corte (Niacuteveis 119865minus1 = 01 119898119898 ou 119865+1 = 02 119898119898)
Tratamentos
119881minus1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 02 mm
119881minus1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 02 mm
Unidade
Experimental Mega Pascal
As ferramentas utilizadas foram os insertos VBMT 160408-PM4325 da Sandvik com
geometria mostrada na Figura 18 Para cada condiccedilatildeo foi utilizado um soacute gume de corte para
garantir a uniformidade da aresta de corte e evitar que o desgaste da ferramenta influenciasse
nos resultados finais A Tabela 6 fornece as principais caracteriacutesticas do inserto
Figura 18 Insertos utilizados no torneamento
Tabela 6 Propriedades do inserto
Tamanho Efetivo da aresta de corte (LE) 15806 mm
Diacircmetro ciacuterculo inscrito (IC) 9525 mm
Raio da ponta (RE) 0794 mm
Espessura (S) 4763 mm
30
34 ndash Mediccedilatildeo das tensotildees residuais
As mediccedilotildees de tensotildees residuais foram realizadas no Laboratoacuterio de Anaacutelise de
Tensotildees (LAT) do Departamento de Engenharia Mecacircnica da Universidade Federal
Fluminense (UFF) A teacutecnica adotada foi a de tensometria por difraccedilatildeo de raios-X utilizando-
se o equipamento de anaacutelise de tensotildees da Stressrad (Figura 19)
Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra
As amostras foram medidas em duas direccedilotildees longitudinal (L) e circunferencial copy
conforme detalha a Figura 20 Os seguintes paracircmetros foram adotados
Radiaccedilatildeo Crκα (λ=22809Å) difratando o plano cristalograacutefico (211) da ferrita
Acircngulo de difraccedilatildeo de ferrita (2θ) 1562ordm
Acircngulos Ψ 0ordm 21ordm 30ordm 38ordm 45ordm
Tempo de exposiccedilatildeo ao Raio-X 45s para cada acircngulo Ψ
FONTE DE ALTA TENSAtildeO
AMOSTRA SOFTWARE
TUBO DE Crκα
GONIOcircMETRO
31
Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial
A rugosidade superficial das amostras foi medida com o rugosiacutemetro da Taylor
Hobson Precision Surtronic 25 (Figura 21) As mediccedilotildees foram feitas em pontos distintos da
amostra no sentido longitudinal procurando obter o resultado que melhor representasse a
rugosidade real das amostras Foram realizadas 7 medidas em cada amostra
O paracircmetro adotado foi a rugosidade meacutedia (Ra) na qual o comprimento de mediccedilatildeo
foi de L= 400 e o de amostragem igual a La = 08mm O raio da ponta do apalpador eacute de
5microm conferindo ao equipamento uma resoluccedilatildeo de 001microm com precisatildeo de 2 do valor
medido
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson
32
Capiacutetulo 4
Resultados e discussotildees
As anaacutelises inicias foram com base nos valores de tensatildeo residuais (TR) sendo as
medidas realizadas apoacutes a preparaccedilatildeo das amostras mas devido a heterogeneidade
apresentada pelas mesmas foi realizado um TTAT Apoacutes o tratamento teacutermico obteve-se uma
meacutedia de -144 MPa nas tensotildees residuais longitudinais (L) e de -142 MPa na direccedilatildeo
circunferencial (C) com erro de aproximadamente 15 MPa Apoacutes a usinagem principal as
tensotildees residuais foram medidas novamente e a Tabela 7 apresenta os valores obtidos em
todas as amostras
Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem
Condiccedilatildeo Amostra Tensatildeo Residual [MPa]
Longitudinal (L) Circunferencial (C)
1 2D -183 plusmn 20 435 plusmn 31
2C 67 plusmn 1 550 plusmn 16
2 2B -162 plusmn 33 498 plusmn 0
2A 179 plusmn 25 508 plusmn 101
3 1D -260 plusmn 75 291 plusmn 41
1C -90 plusmn 0 405 plusmn 33
4 1B 97 plusmn 23 369 plusmn 1
1A 125 plusmn 6 262 plusmn 8
A Figura 22 mostra os valores das tensotildees residual nas direccedilotildees circunferencial e longitudinal
respectivamente Com base nos graacuteficos nota-se que o comportamento das TR
circunferenciais eacute homogecircneo e coerente com a literatura [33] onde com valores maiores de
velocidade de corte tem-se uma diminuiccedilatildeo na magnitude das tensotildees trativas Entretanto na
longitudinal haacute muita heterogeneidade nos valores o que torna difiacutecil a anaacutelise dos resultados
nesta direccedilatildeo
33
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Longitudinal
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
1 2 3 4Condiccedilotildees
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Condiccedilotildees
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial
A Tabela 8 apresenta a meacutedia das tensotildees para cada condiccedilatildeo tanto na direccedilatildeo
longitudinal quanto na transversal a fim de analisar a influecircncia de cada paracircmetro nas
tensotildees residuais gerados no torneamento Conforme valores apresentados as tensotildees
superficiais circunferenciais encontram-se no estado de traccedilatildeo enquanto as tensotildees na direccedilatildeo
longitudinal apresentam um misto de compressatildeo e traccedilatildeo
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual
Condiccedilatildeo Tensotildees residuais (MPa)
C L
1 4925 plusmn 5 -58 plusmn 3
2 503 plusmn 7 85 plusmn 5
3 348 plusmn 6 -175 plusmn 6
4 3155 plusmn 2 111 plusmn 4
34
Avaliando o graacutefico da Figura 23 eacute possiacutevel observar uma clara reduccedilatildeo nos valores
das tensotildees quando passamos do regime de velocidade de 500mmin (condiccedilotildees 1 e 2) para o
de 600mmin (condiccedilotildees 3 e 4) Isto sugere que a tendecircncia da tensatildeo residual eacute reduzir seu
valor com o aumento da velocidade de corte conforme previsto na literatura [33] para
condiccedilotildees de transiccedilatildeo baixa-alta velocidade de corte Este comportamento sugere que a
condiccedilatildeo um e dois encontram-se no limiar do regime de altas velocidades
Com relaccedilatildeo ao efeito da profundidade nota-se que o comportamento das tensotildees
residuais eacute resultado da combinaccedilatildeo entre profundidade e velocidade Quando se tem
velocidades de corte maior o aumento da profundidade tende a diminuir os valores das
tensotildees ou seja aumenta o efeito da deformaccedilatildeo plaacutestica sobre o gradiente teacutermico o que natildeo
eacute evidente para velocidades menores
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Profundidade
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial
Na direccedilatildeo longitudinal (Figura 24) percebe-se uma amplificaccedilatildeo do efeito da
profundidade de corte na tensatildeo residual com o aumento da velocidade de corte Para as
amostras que foram submetidas agrave maior velocidade de corte ocorreu um aumento expressivo
da diferenccedila dos valores de tensotildees residuais encontrados em funccedilatildeo de uma mesma
profundidade de corte utilizada Contudo considerando o desvio padratildeo entre as medidas natildeo
35
se pode concluir qual a tendecircncia das TR na direccedilatildeo longitudinal com essa quantidade de
amostras pois haacute muita heterogeneidade nas medidas
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
LongitudinalT
ensatilde
o R
esid
ual (
MP
a)
Profundidade
Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal
Com relaccedilatildeo agrave rugosidade a literatura [10] descreve que com o aumento da velocidade
de corte ocorre uma diminuiccedilatildeo dos valores meacutedios de rugosidade enquanto que o aumento
da profundidade de corte acarreta em valores maiores de rugosidade apesar deste uacuteltimo natildeo
impactar tanto nos resultados Analisando os valores de rugosidade apresentados na Figura 25
em conjunto com a Figura 26 nota-se que os menores valores meacutedios de rugosidade foram
obtidos para os maiores valores de velocidade de corte (condiccedilotildees 3 e 4) Contudo tambeacutem
fica claro que existe uma inconsistecircncia dos valores apresentados na condiccedilatildeo dois O valor
esperado para esta condiccedilatildeo era seguir a tendecircncia das condiccedilotildees trecircs e quatro ou seja o valor
meacutedio de rugosidade da condiccedilatildeo dois deveria ser da mesma magnitude do valor da condiccedilatildeo
um poreacutem superior assim como o da condiccedilatildeo quatro eacute maior do que o da condiccedilatildeo trecircs
36
01 0223
24
25
26
27
28
29
30Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Profundidade
Vc = 500 [mmin] Vc = 600 [mmin]
Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade
1 2 3 423
24
25
26
27
28
29
30 Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Condiccedilatildeo
Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial
Analisando a Figura 27 eacute perceptiacutevel que o aumento da profundidade de corte
ocasionou resultados com tensotildees longitudinais de natureza trativa Isso pode ser relacionado
37
com um possiacutevel fator teacutermico imposto pela maior profundidade de corte sendo mais
evidente com maiores valores de velocidade de corte Entretanto quando se compara tensotildees
residuais com rugosidade novamente natildeo haacute como chegar a conclusotildees
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
1 2 3 4
Longitudinal
Condiccedilotildees
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
24
26
28
30
Rug
osid
ade
(μm
)
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
27
32 ndash Preparaccedilatildeo das amostras
A amostra foi usinada no torno mecacircnico convencional do Laboratoacuterio de Pesquisa em
Usinagem (LABUS) do Centro Federal de Ensino Tecnoloacutegico Celso Suckow da Fonseca
(CEFET ndash RJ Maracanatilde) conforme a Figura 16 Na operaccedilatildeo foi utilizado fluido de corte
para tentar amenizar a influecircncia desta usinagem no resultado final
Figura 16 Torno utilizado na preparaccedilatildeo da amostra
A partir dos resultados obtidos das tensotildees residuais apoacutes a usinagem no torno
convencional constatou-se que as medidas foram muito aleatoacuterias devido ao desgaste da
ferramenta utilizada e entatildeo optou-se por realizar um tratamento teacutermico de aliacutevio de tensotildees
(TTAT) para evitar que os resultados da usinagem principal fossem influenciados pela
operaccedilatildeo anterior As amostras foram aquecidas agrave uma taxa de aproximadamente 175 ordmC
min Apoacutes atingida e estabilizada a temperatura de 600degC a amostra permaneceu nesta
condiccedilatildeo por 2 horas sendo posteriormente resfriada no forno Os valores das tensotildees foram
medidos novamente apoacutes o tratamento
28
33 ndash Torneamento em Alta Velocidade
O torno utilizado nas operaccedilotildees em alta velocidade foi o centro de torneamento Romi
modelo Centur 30D conforme apresenta a Figura 17 capaz de operar em uma faixa em
velocidades entre 4 a 4000 rpm e com potecircncia de 10 CV
Figura 17 CNC Romi Centur 30D
De acordo com as caracteriacutesticas do torno foram escolhidos os paracircmetros mostrados
na Tabela 5 que podem se enquadrar no regime de torneamento em alta velocidade A
profundidade de corte (ap) tambeacutem foi modificada entre as condiccedilotildees [33] Entatildeo o
torneamento das amostras foi fundamentado em um experimento fatorial de quatro
combinaccedilotildees sendo duas repeticcedilotildees para cada combinaccedilatildeo Foi usado um avanccedilo (a)
constante para todas as condiccedilotildees de 02 mmrot A programaccedilatildeo utilizada pode ser
encontrada no Anexo A
Tabela 5 Tabela das Condiccedilotildees
Condiccedilatildeo A B Vc [mmin] ap [mm]
1 -1 -1 500 01
2 -1 1 500 02
3 1 -1 600 01
4 1 1 600 02
29
Onde
Fatores A Velocidade de Corte (Niacuteveis 119881minus1 = 500 119898119898119894119899 e 119881+1 = 600 119898119898119894119899)
B Profundidade de Corte (Niacuteveis 119865minus1 = 01 119898119898 ou 119865+1 = 02 119898119898)
Tratamentos
119881minus1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 02 mm
119881minus1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 02 mm
Unidade
Experimental Mega Pascal
As ferramentas utilizadas foram os insertos VBMT 160408-PM4325 da Sandvik com
geometria mostrada na Figura 18 Para cada condiccedilatildeo foi utilizado um soacute gume de corte para
garantir a uniformidade da aresta de corte e evitar que o desgaste da ferramenta influenciasse
nos resultados finais A Tabela 6 fornece as principais caracteriacutesticas do inserto
Figura 18 Insertos utilizados no torneamento
Tabela 6 Propriedades do inserto
Tamanho Efetivo da aresta de corte (LE) 15806 mm
Diacircmetro ciacuterculo inscrito (IC) 9525 mm
Raio da ponta (RE) 0794 mm
Espessura (S) 4763 mm
30
34 ndash Mediccedilatildeo das tensotildees residuais
As mediccedilotildees de tensotildees residuais foram realizadas no Laboratoacuterio de Anaacutelise de
Tensotildees (LAT) do Departamento de Engenharia Mecacircnica da Universidade Federal
Fluminense (UFF) A teacutecnica adotada foi a de tensometria por difraccedilatildeo de raios-X utilizando-
se o equipamento de anaacutelise de tensotildees da Stressrad (Figura 19)
Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra
As amostras foram medidas em duas direccedilotildees longitudinal (L) e circunferencial copy
conforme detalha a Figura 20 Os seguintes paracircmetros foram adotados
Radiaccedilatildeo Crκα (λ=22809Å) difratando o plano cristalograacutefico (211) da ferrita
Acircngulo de difraccedilatildeo de ferrita (2θ) 1562ordm
Acircngulos Ψ 0ordm 21ordm 30ordm 38ordm 45ordm
Tempo de exposiccedilatildeo ao Raio-X 45s para cada acircngulo Ψ
FONTE DE ALTA TENSAtildeO
AMOSTRA SOFTWARE
TUBO DE Crκα
GONIOcircMETRO
31
Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial
A rugosidade superficial das amostras foi medida com o rugosiacutemetro da Taylor
Hobson Precision Surtronic 25 (Figura 21) As mediccedilotildees foram feitas em pontos distintos da
amostra no sentido longitudinal procurando obter o resultado que melhor representasse a
rugosidade real das amostras Foram realizadas 7 medidas em cada amostra
O paracircmetro adotado foi a rugosidade meacutedia (Ra) na qual o comprimento de mediccedilatildeo
foi de L= 400 e o de amostragem igual a La = 08mm O raio da ponta do apalpador eacute de
5microm conferindo ao equipamento uma resoluccedilatildeo de 001microm com precisatildeo de 2 do valor
medido
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson
32
Capiacutetulo 4
Resultados e discussotildees
As anaacutelises inicias foram com base nos valores de tensatildeo residuais (TR) sendo as
medidas realizadas apoacutes a preparaccedilatildeo das amostras mas devido a heterogeneidade
apresentada pelas mesmas foi realizado um TTAT Apoacutes o tratamento teacutermico obteve-se uma
meacutedia de -144 MPa nas tensotildees residuais longitudinais (L) e de -142 MPa na direccedilatildeo
circunferencial (C) com erro de aproximadamente 15 MPa Apoacutes a usinagem principal as
tensotildees residuais foram medidas novamente e a Tabela 7 apresenta os valores obtidos em
todas as amostras
Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem
Condiccedilatildeo Amostra Tensatildeo Residual [MPa]
Longitudinal (L) Circunferencial (C)
1 2D -183 plusmn 20 435 plusmn 31
2C 67 plusmn 1 550 plusmn 16
2 2B -162 plusmn 33 498 plusmn 0
2A 179 plusmn 25 508 plusmn 101
3 1D -260 plusmn 75 291 plusmn 41
1C -90 plusmn 0 405 plusmn 33
4 1B 97 plusmn 23 369 plusmn 1
1A 125 plusmn 6 262 plusmn 8
A Figura 22 mostra os valores das tensotildees residual nas direccedilotildees circunferencial e longitudinal
respectivamente Com base nos graacuteficos nota-se que o comportamento das TR
circunferenciais eacute homogecircneo e coerente com a literatura [33] onde com valores maiores de
velocidade de corte tem-se uma diminuiccedilatildeo na magnitude das tensotildees trativas Entretanto na
longitudinal haacute muita heterogeneidade nos valores o que torna difiacutecil a anaacutelise dos resultados
nesta direccedilatildeo
33
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Longitudinal
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
1 2 3 4Condiccedilotildees
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Condiccedilotildees
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial
A Tabela 8 apresenta a meacutedia das tensotildees para cada condiccedilatildeo tanto na direccedilatildeo
longitudinal quanto na transversal a fim de analisar a influecircncia de cada paracircmetro nas
tensotildees residuais gerados no torneamento Conforme valores apresentados as tensotildees
superficiais circunferenciais encontram-se no estado de traccedilatildeo enquanto as tensotildees na direccedilatildeo
longitudinal apresentam um misto de compressatildeo e traccedilatildeo
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual
Condiccedilatildeo Tensotildees residuais (MPa)
C L
1 4925 plusmn 5 -58 plusmn 3
2 503 plusmn 7 85 plusmn 5
3 348 plusmn 6 -175 plusmn 6
4 3155 plusmn 2 111 plusmn 4
34
Avaliando o graacutefico da Figura 23 eacute possiacutevel observar uma clara reduccedilatildeo nos valores
das tensotildees quando passamos do regime de velocidade de 500mmin (condiccedilotildees 1 e 2) para o
de 600mmin (condiccedilotildees 3 e 4) Isto sugere que a tendecircncia da tensatildeo residual eacute reduzir seu
valor com o aumento da velocidade de corte conforme previsto na literatura [33] para
condiccedilotildees de transiccedilatildeo baixa-alta velocidade de corte Este comportamento sugere que a
condiccedilatildeo um e dois encontram-se no limiar do regime de altas velocidades
Com relaccedilatildeo ao efeito da profundidade nota-se que o comportamento das tensotildees
residuais eacute resultado da combinaccedilatildeo entre profundidade e velocidade Quando se tem
velocidades de corte maior o aumento da profundidade tende a diminuir os valores das
tensotildees ou seja aumenta o efeito da deformaccedilatildeo plaacutestica sobre o gradiente teacutermico o que natildeo
eacute evidente para velocidades menores
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Profundidade
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial
Na direccedilatildeo longitudinal (Figura 24) percebe-se uma amplificaccedilatildeo do efeito da
profundidade de corte na tensatildeo residual com o aumento da velocidade de corte Para as
amostras que foram submetidas agrave maior velocidade de corte ocorreu um aumento expressivo
da diferenccedila dos valores de tensotildees residuais encontrados em funccedilatildeo de uma mesma
profundidade de corte utilizada Contudo considerando o desvio padratildeo entre as medidas natildeo
35
se pode concluir qual a tendecircncia das TR na direccedilatildeo longitudinal com essa quantidade de
amostras pois haacute muita heterogeneidade nas medidas
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
LongitudinalT
ensatilde
o R
esid
ual (
MP
a)
Profundidade
Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal
Com relaccedilatildeo agrave rugosidade a literatura [10] descreve que com o aumento da velocidade
de corte ocorre uma diminuiccedilatildeo dos valores meacutedios de rugosidade enquanto que o aumento
da profundidade de corte acarreta em valores maiores de rugosidade apesar deste uacuteltimo natildeo
impactar tanto nos resultados Analisando os valores de rugosidade apresentados na Figura 25
em conjunto com a Figura 26 nota-se que os menores valores meacutedios de rugosidade foram
obtidos para os maiores valores de velocidade de corte (condiccedilotildees 3 e 4) Contudo tambeacutem
fica claro que existe uma inconsistecircncia dos valores apresentados na condiccedilatildeo dois O valor
esperado para esta condiccedilatildeo era seguir a tendecircncia das condiccedilotildees trecircs e quatro ou seja o valor
meacutedio de rugosidade da condiccedilatildeo dois deveria ser da mesma magnitude do valor da condiccedilatildeo
um poreacutem superior assim como o da condiccedilatildeo quatro eacute maior do que o da condiccedilatildeo trecircs
36
01 0223
24
25
26
27
28
29
30Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Profundidade
Vc = 500 [mmin] Vc = 600 [mmin]
Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade
1 2 3 423
24
25
26
27
28
29
30 Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Condiccedilatildeo
Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial
Analisando a Figura 27 eacute perceptiacutevel que o aumento da profundidade de corte
ocasionou resultados com tensotildees longitudinais de natureza trativa Isso pode ser relacionado
37
com um possiacutevel fator teacutermico imposto pela maior profundidade de corte sendo mais
evidente com maiores valores de velocidade de corte Entretanto quando se compara tensotildees
residuais com rugosidade novamente natildeo haacute como chegar a conclusotildees
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
1 2 3 4
Longitudinal
Condiccedilotildees
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
24
26
28
30
Rug
osid
ade
(μm
)
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
28
33 ndash Torneamento em Alta Velocidade
O torno utilizado nas operaccedilotildees em alta velocidade foi o centro de torneamento Romi
modelo Centur 30D conforme apresenta a Figura 17 capaz de operar em uma faixa em
velocidades entre 4 a 4000 rpm e com potecircncia de 10 CV
Figura 17 CNC Romi Centur 30D
De acordo com as caracteriacutesticas do torno foram escolhidos os paracircmetros mostrados
na Tabela 5 que podem se enquadrar no regime de torneamento em alta velocidade A
profundidade de corte (ap) tambeacutem foi modificada entre as condiccedilotildees [33] Entatildeo o
torneamento das amostras foi fundamentado em um experimento fatorial de quatro
combinaccedilotildees sendo duas repeticcedilotildees para cada combinaccedilatildeo Foi usado um avanccedilo (a)
constante para todas as condiccedilotildees de 02 mmrot A programaccedilatildeo utilizada pode ser
encontrada no Anexo A
Tabela 5 Tabela das Condiccedilotildees
Condiccedilatildeo A B Vc [mmin] ap [mm]
1 -1 -1 500 01
2 -1 1 500 02
3 1 -1 600 01
4 1 1 600 02
29
Onde
Fatores A Velocidade de Corte (Niacuteveis 119881minus1 = 500 119898119898119894119899 e 119881+1 = 600 119898119898119894119899)
B Profundidade de Corte (Niacuteveis 119865minus1 = 01 119898119898 ou 119865+1 = 02 119898119898)
Tratamentos
119881minus1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 02 mm
119881minus1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 02 mm
Unidade
Experimental Mega Pascal
As ferramentas utilizadas foram os insertos VBMT 160408-PM4325 da Sandvik com
geometria mostrada na Figura 18 Para cada condiccedilatildeo foi utilizado um soacute gume de corte para
garantir a uniformidade da aresta de corte e evitar que o desgaste da ferramenta influenciasse
nos resultados finais A Tabela 6 fornece as principais caracteriacutesticas do inserto
Figura 18 Insertos utilizados no torneamento
Tabela 6 Propriedades do inserto
Tamanho Efetivo da aresta de corte (LE) 15806 mm
Diacircmetro ciacuterculo inscrito (IC) 9525 mm
Raio da ponta (RE) 0794 mm
Espessura (S) 4763 mm
30
34 ndash Mediccedilatildeo das tensotildees residuais
As mediccedilotildees de tensotildees residuais foram realizadas no Laboratoacuterio de Anaacutelise de
Tensotildees (LAT) do Departamento de Engenharia Mecacircnica da Universidade Federal
Fluminense (UFF) A teacutecnica adotada foi a de tensometria por difraccedilatildeo de raios-X utilizando-
se o equipamento de anaacutelise de tensotildees da Stressrad (Figura 19)
Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra
As amostras foram medidas em duas direccedilotildees longitudinal (L) e circunferencial copy
conforme detalha a Figura 20 Os seguintes paracircmetros foram adotados
Radiaccedilatildeo Crκα (λ=22809Å) difratando o plano cristalograacutefico (211) da ferrita
Acircngulo de difraccedilatildeo de ferrita (2θ) 1562ordm
Acircngulos Ψ 0ordm 21ordm 30ordm 38ordm 45ordm
Tempo de exposiccedilatildeo ao Raio-X 45s para cada acircngulo Ψ
FONTE DE ALTA TENSAtildeO
AMOSTRA SOFTWARE
TUBO DE Crκα
GONIOcircMETRO
31
Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial
A rugosidade superficial das amostras foi medida com o rugosiacutemetro da Taylor
Hobson Precision Surtronic 25 (Figura 21) As mediccedilotildees foram feitas em pontos distintos da
amostra no sentido longitudinal procurando obter o resultado que melhor representasse a
rugosidade real das amostras Foram realizadas 7 medidas em cada amostra
O paracircmetro adotado foi a rugosidade meacutedia (Ra) na qual o comprimento de mediccedilatildeo
foi de L= 400 e o de amostragem igual a La = 08mm O raio da ponta do apalpador eacute de
5microm conferindo ao equipamento uma resoluccedilatildeo de 001microm com precisatildeo de 2 do valor
medido
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson
32
Capiacutetulo 4
Resultados e discussotildees
As anaacutelises inicias foram com base nos valores de tensatildeo residuais (TR) sendo as
medidas realizadas apoacutes a preparaccedilatildeo das amostras mas devido a heterogeneidade
apresentada pelas mesmas foi realizado um TTAT Apoacutes o tratamento teacutermico obteve-se uma
meacutedia de -144 MPa nas tensotildees residuais longitudinais (L) e de -142 MPa na direccedilatildeo
circunferencial (C) com erro de aproximadamente 15 MPa Apoacutes a usinagem principal as
tensotildees residuais foram medidas novamente e a Tabela 7 apresenta os valores obtidos em
todas as amostras
Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem
Condiccedilatildeo Amostra Tensatildeo Residual [MPa]
Longitudinal (L) Circunferencial (C)
1 2D -183 plusmn 20 435 plusmn 31
2C 67 plusmn 1 550 plusmn 16
2 2B -162 plusmn 33 498 plusmn 0
2A 179 plusmn 25 508 plusmn 101
3 1D -260 plusmn 75 291 plusmn 41
1C -90 plusmn 0 405 plusmn 33
4 1B 97 plusmn 23 369 plusmn 1
1A 125 plusmn 6 262 plusmn 8
A Figura 22 mostra os valores das tensotildees residual nas direccedilotildees circunferencial e longitudinal
respectivamente Com base nos graacuteficos nota-se que o comportamento das TR
circunferenciais eacute homogecircneo e coerente com a literatura [33] onde com valores maiores de
velocidade de corte tem-se uma diminuiccedilatildeo na magnitude das tensotildees trativas Entretanto na
longitudinal haacute muita heterogeneidade nos valores o que torna difiacutecil a anaacutelise dos resultados
nesta direccedilatildeo
33
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Longitudinal
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
1 2 3 4Condiccedilotildees
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Condiccedilotildees
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial
A Tabela 8 apresenta a meacutedia das tensotildees para cada condiccedilatildeo tanto na direccedilatildeo
longitudinal quanto na transversal a fim de analisar a influecircncia de cada paracircmetro nas
tensotildees residuais gerados no torneamento Conforme valores apresentados as tensotildees
superficiais circunferenciais encontram-se no estado de traccedilatildeo enquanto as tensotildees na direccedilatildeo
longitudinal apresentam um misto de compressatildeo e traccedilatildeo
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual
Condiccedilatildeo Tensotildees residuais (MPa)
C L
1 4925 plusmn 5 -58 plusmn 3
2 503 plusmn 7 85 plusmn 5
3 348 plusmn 6 -175 plusmn 6
4 3155 plusmn 2 111 plusmn 4
34
Avaliando o graacutefico da Figura 23 eacute possiacutevel observar uma clara reduccedilatildeo nos valores
das tensotildees quando passamos do regime de velocidade de 500mmin (condiccedilotildees 1 e 2) para o
de 600mmin (condiccedilotildees 3 e 4) Isto sugere que a tendecircncia da tensatildeo residual eacute reduzir seu
valor com o aumento da velocidade de corte conforme previsto na literatura [33] para
condiccedilotildees de transiccedilatildeo baixa-alta velocidade de corte Este comportamento sugere que a
condiccedilatildeo um e dois encontram-se no limiar do regime de altas velocidades
Com relaccedilatildeo ao efeito da profundidade nota-se que o comportamento das tensotildees
residuais eacute resultado da combinaccedilatildeo entre profundidade e velocidade Quando se tem
velocidades de corte maior o aumento da profundidade tende a diminuir os valores das
tensotildees ou seja aumenta o efeito da deformaccedilatildeo plaacutestica sobre o gradiente teacutermico o que natildeo
eacute evidente para velocidades menores
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Profundidade
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial
Na direccedilatildeo longitudinal (Figura 24) percebe-se uma amplificaccedilatildeo do efeito da
profundidade de corte na tensatildeo residual com o aumento da velocidade de corte Para as
amostras que foram submetidas agrave maior velocidade de corte ocorreu um aumento expressivo
da diferenccedila dos valores de tensotildees residuais encontrados em funccedilatildeo de uma mesma
profundidade de corte utilizada Contudo considerando o desvio padratildeo entre as medidas natildeo
35
se pode concluir qual a tendecircncia das TR na direccedilatildeo longitudinal com essa quantidade de
amostras pois haacute muita heterogeneidade nas medidas
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
LongitudinalT
ensatilde
o R
esid
ual (
MP
a)
Profundidade
Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal
Com relaccedilatildeo agrave rugosidade a literatura [10] descreve que com o aumento da velocidade
de corte ocorre uma diminuiccedilatildeo dos valores meacutedios de rugosidade enquanto que o aumento
da profundidade de corte acarreta em valores maiores de rugosidade apesar deste uacuteltimo natildeo
impactar tanto nos resultados Analisando os valores de rugosidade apresentados na Figura 25
em conjunto com a Figura 26 nota-se que os menores valores meacutedios de rugosidade foram
obtidos para os maiores valores de velocidade de corte (condiccedilotildees 3 e 4) Contudo tambeacutem
fica claro que existe uma inconsistecircncia dos valores apresentados na condiccedilatildeo dois O valor
esperado para esta condiccedilatildeo era seguir a tendecircncia das condiccedilotildees trecircs e quatro ou seja o valor
meacutedio de rugosidade da condiccedilatildeo dois deveria ser da mesma magnitude do valor da condiccedilatildeo
um poreacutem superior assim como o da condiccedilatildeo quatro eacute maior do que o da condiccedilatildeo trecircs
36
01 0223
24
25
26
27
28
29
30Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Profundidade
Vc = 500 [mmin] Vc = 600 [mmin]
Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade
1 2 3 423
24
25
26
27
28
29
30 Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Condiccedilatildeo
Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial
Analisando a Figura 27 eacute perceptiacutevel que o aumento da profundidade de corte
ocasionou resultados com tensotildees longitudinais de natureza trativa Isso pode ser relacionado
37
com um possiacutevel fator teacutermico imposto pela maior profundidade de corte sendo mais
evidente com maiores valores de velocidade de corte Entretanto quando se compara tensotildees
residuais com rugosidade novamente natildeo haacute como chegar a conclusotildees
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
1 2 3 4
Longitudinal
Condiccedilotildees
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
24
26
28
30
Rug
osid
ade
(μm
)
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
29
Onde
Fatores A Velocidade de Corte (Niacuteveis 119881minus1 = 500 119898119898119894119899 e 119881+1 = 600 119898119898119894119899)
B Profundidade de Corte (Niacuteveis 119865minus1 = 01 119898119898 ou 119865+1 = 02 119898119898)
Tratamentos
119881minus1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865minus1 = Velocidade 500 mmin e profundidade de 02 mm
119881minus1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 01 mm
119881+1119865+1 = Velocidade 600 mmin e profundidade de 02 mm
Unidade
Experimental Mega Pascal
As ferramentas utilizadas foram os insertos VBMT 160408-PM4325 da Sandvik com
geometria mostrada na Figura 18 Para cada condiccedilatildeo foi utilizado um soacute gume de corte para
garantir a uniformidade da aresta de corte e evitar que o desgaste da ferramenta influenciasse
nos resultados finais A Tabela 6 fornece as principais caracteriacutesticas do inserto
Figura 18 Insertos utilizados no torneamento
Tabela 6 Propriedades do inserto
Tamanho Efetivo da aresta de corte (LE) 15806 mm
Diacircmetro ciacuterculo inscrito (IC) 9525 mm
Raio da ponta (RE) 0794 mm
Espessura (S) 4763 mm
30
34 ndash Mediccedilatildeo das tensotildees residuais
As mediccedilotildees de tensotildees residuais foram realizadas no Laboratoacuterio de Anaacutelise de
Tensotildees (LAT) do Departamento de Engenharia Mecacircnica da Universidade Federal
Fluminense (UFF) A teacutecnica adotada foi a de tensometria por difraccedilatildeo de raios-X utilizando-
se o equipamento de anaacutelise de tensotildees da Stressrad (Figura 19)
Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra
As amostras foram medidas em duas direccedilotildees longitudinal (L) e circunferencial copy
conforme detalha a Figura 20 Os seguintes paracircmetros foram adotados
Radiaccedilatildeo Crκα (λ=22809Å) difratando o plano cristalograacutefico (211) da ferrita
Acircngulo de difraccedilatildeo de ferrita (2θ) 1562ordm
Acircngulos Ψ 0ordm 21ordm 30ordm 38ordm 45ordm
Tempo de exposiccedilatildeo ao Raio-X 45s para cada acircngulo Ψ
FONTE DE ALTA TENSAtildeO
AMOSTRA SOFTWARE
TUBO DE Crκα
GONIOcircMETRO
31
Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial
A rugosidade superficial das amostras foi medida com o rugosiacutemetro da Taylor
Hobson Precision Surtronic 25 (Figura 21) As mediccedilotildees foram feitas em pontos distintos da
amostra no sentido longitudinal procurando obter o resultado que melhor representasse a
rugosidade real das amostras Foram realizadas 7 medidas em cada amostra
O paracircmetro adotado foi a rugosidade meacutedia (Ra) na qual o comprimento de mediccedilatildeo
foi de L= 400 e o de amostragem igual a La = 08mm O raio da ponta do apalpador eacute de
5microm conferindo ao equipamento uma resoluccedilatildeo de 001microm com precisatildeo de 2 do valor
medido
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson
32
Capiacutetulo 4
Resultados e discussotildees
As anaacutelises inicias foram com base nos valores de tensatildeo residuais (TR) sendo as
medidas realizadas apoacutes a preparaccedilatildeo das amostras mas devido a heterogeneidade
apresentada pelas mesmas foi realizado um TTAT Apoacutes o tratamento teacutermico obteve-se uma
meacutedia de -144 MPa nas tensotildees residuais longitudinais (L) e de -142 MPa na direccedilatildeo
circunferencial (C) com erro de aproximadamente 15 MPa Apoacutes a usinagem principal as
tensotildees residuais foram medidas novamente e a Tabela 7 apresenta os valores obtidos em
todas as amostras
Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem
Condiccedilatildeo Amostra Tensatildeo Residual [MPa]
Longitudinal (L) Circunferencial (C)
1 2D -183 plusmn 20 435 plusmn 31
2C 67 plusmn 1 550 plusmn 16
2 2B -162 plusmn 33 498 plusmn 0
2A 179 plusmn 25 508 plusmn 101
3 1D -260 plusmn 75 291 plusmn 41
1C -90 plusmn 0 405 plusmn 33
4 1B 97 plusmn 23 369 plusmn 1
1A 125 plusmn 6 262 plusmn 8
A Figura 22 mostra os valores das tensotildees residual nas direccedilotildees circunferencial e longitudinal
respectivamente Com base nos graacuteficos nota-se que o comportamento das TR
circunferenciais eacute homogecircneo e coerente com a literatura [33] onde com valores maiores de
velocidade de corte tem-se uma diminuiccedilatildeo na magnitude das tensotildees trativas Entretanto na
longitudinal haacute muita heterogeneidade nos valores o que torna difiacutecil a anaacutelise dos resultados
nesta direccedilatildeo
33
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Longitudinal
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
1 2 3 4Condiccedilotildees
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Condiccedilotildees
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial
A Tabela 8 apresenta a meacutedia das tensotildees para cada condiccedilatildeo tanto na direccedilatildeo
longitudinal quanto na transversal a fim de analisar a influecircncia de cada paracircmetro nas
tensotildees residuais gerados no torneamento Conforme valores apresentados as tensotildees
superficiais circunferenciais encontram-se no estado de traccedilatildeo enquanto as tensotildees na direccedilatildeo
longitudinal apresentam um misto de compressatildeo e traccedilatildeo
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual
Condiccedilatildeo Tensotildees residuais (MPa)
C L
1 4925 plusmn 5 -58 plusmn 3
2 503 plusmn 7 85 plusmn 5
3 348 plusmn 6 -175 plusmn 6
4 3155 plusmn 2 111 plusmn 4
34
Avaliando o graacutefico da Figura 23 eacute possiacutevel observar uma clara reduccedilatildeo nos valores
das tensotildees quando passamos do regime de velocidade de 500mmin (condiccedilotildees 1 e 2) para o
de 600mmin (condiccedilotildees 3 e 4) Isto sugere que a tendecircncia da tensatildeo residual eacute reduzir seu
valor com o aumento da velocidade de corte conforme previsto na literatura [33] para
condiccedilotildees de transiccedilatildeo baixa-alta velocidade de corte Este comportamento sugere que a
condiccedilatildeo um e dois encontram-se no limiar do regime de altas velocidades
Com relaccedilatildeo ao efeito da profundidade nota-se que o comportamento das tensotildees
residuais eacute resultado da combinaccedilatildeo entre profundidade e velocidade Quando se tem
velocidades de corte maior o aumento da profundidade tende a diminuir os valores das
tensotildees ou seja aumenta o efeito da deformaccedilatildeo plaacutestica sobre o gradiente teacutermico o que natildeo
eacute evidente para velocidades menores
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Profundidade
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial
Na direccedilatildeo longitudinal (Figura 24) percebe-se uma amplificaccedilatildeo do efeito da
profundidade de corte na tensatildeo residual com o aumento da velocidade de corte Para as
amostras que foram submetidas agrave maior velocidade de corte ocorreu um aumento expressivo
da diferenccedila dos valores de tensotildees residuais encontrados em funccedilatildeo de uma mesma
profundidade de corte utilizada Contudo considerando o desvio padratildeo entre as medidas natildeo
35
se pode concluir qual a tendecircncia das TR na direccedilatildeo longitudinal com essa quantidade de
amostras pois haacute muita heterogeneidade nas medidas
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
LongitudinalT
ensatilde
o R
esid
ual (
MP
a)
Profundidade
Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal
Com relaccedilatildeo agrave rugosidade a literatura [10] descreve que com o aumento da velocidade
de corte ocorre uma diminuiccedilatildeo dos valores meacutedios de rugosidade enquanto que o aumento
da profundidade de corte acarreta em valores maiores de rugosidade apesar deste uacuteltimo natildeo
impactar tanto nos resultados Analisando os valores de rugosidade apresentados na Figura 25
em conjunto com a Figura 26 nota-se que os menores valores meacutedios de rugosidade foram
obtidos para os maiores valores de velocidade de corte (condiccedilotildees 3 e 4) Contudo tambeacutem
fica claro que existe uma inconsistecircncia dos valores apresentados na condiccedilatildeo dois O valor
esperado para esta condiccedilatildeo era seguir a tendecircncia das condiccedilotildees trecircs e quatro ou seja o valor
meacutedio de rugosidade da condiccedilatildeo dois deveria ser da mesma magnitude do valor da condiccedilatildeo
um poreacutem superior assim como o da condiccedilatildeo quatro eacute maior do que o da condiccedilatildeo trecircs
36
01 0223
24
25
26
27
28
29
30Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Profundidade
Vc = 500 [mmin] Vc = 600 [mmin]
Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade
1 2 3 423
24
25
26
27
28
29
30 Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Condiccedilatildeo
Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial
Analisando a Figura 27 eacute perceptiacutevel que o aumento da profundidade de corte
ocasionou resultados com tensotildees longitudinais de natureza trativa Isso pode ser relacionado
37
com um possiacutevel fator teacutermico imposto pela maior profundidade de corte sendo mais
evidente com maiores valores de velocidade de corte Entretanto quando se compara tensotildees
residuais com rugosidade novamente natildeo haacute como chegar a conclusotildees
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
1 2 3 4
Longitudinal
Condiccedilotildees
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
24
26
28
30
Rug
osid
ade
(μm
)
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
30
34 ndash Mediccedilatildeo das tensotildees residuais
As mediccedilotildees de tensotildees residuais foram realizadas no Laboratoacuterio de Anaacutelise de
Tensotildees (LAT) do Departamento de Engenharia Mecacircnica da Universidade Federal
Fluminense (UFF) A teacutecnica adotada foi a de tensometria por difraccedilatildeo de raios-X utilizando-
se o equipamento de anaacutelise de tensotildees da Stressrad (Figura 19)
Figura 19 Difratocircmetro de Raios-X com amostra
As amostras foram medidas em duas direccedilotildees longitudinal (L) e circunferencial copy
conforme detalha a Figura 20 Os seguintes paracircmetros foram adotados
Radiaccedilatildeo Crκα (λ=22809Å) difratando o plano cristalograacutefico (211) da ferrita
Acircngulo de difraccedilatildeo de ferrita (2θ) 1562ordm
Acircngulos Ψ 0ordm 21ordm 30ordm 38ordm 45ordm
Tempo de exposiccedilatildeo ao Raio-X 45s para cada acircngulo Ψ
FONTE DE ALTA TENSAtildeO
AMOSTRA SOFTWARE
TUBO DE Crκα
GONIOcircMETRO
31
Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial
A rugosidade superficial das amostras foi medida com o rugosiacutemetro da Taylor
Hobson Precision Surtronic 25 (Figura 21) As mediccedilotildees foram feitas em pontos distintos da
amostra no sentido longitudinal procurando obter o resultado que melhor representasse a
rugosidade real das amostras Foram realizadas 7 medidas em cada amostra
O paracircmetro adotado foi a rugosidade meacutedia (Ra) na qual o comprimento de mediccedilatildeo
foi de L= 400 e o de amostragem igual a La = 08mm O raio da ponta do apalpador eacute de
5microm conferindo ao equipamento uma resoluccedilatildeo de 001microm com precisatildeo de 2 do valor
medido
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson
32
Capiacutetulo 4
Resultados e discussotildees
As anaacutelises inicias foram com base nos valores de tensatildeo residuais (TR) sendo as
medidas realizadas apoacutes a preparaccedilatildeo das amostras mas devido a heterogeneidade
apresentada pelas mesmas foi realizado um TTAT Apoacutes o tratamento teacutermico obteve-se uma
meacutedia de -144 MPa nas tensotildees residuais longitudinais (L) e de -142 MPa na direccedilatildeo
circunferencial (C) com erro de aproximadamente 15 MPa Apoacutes a usinagem principal as
tensotildees residuais foram medidas novamente e a Tabela 7 apresenta os valores obtidos em
todas as amostras
Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem
Condiccedilatildeo Amostra Tensatildeo Residual [MPa]
Longitudinal (L) Circunferencial (C)
1 2D -183 plusmn 20 435 plusmn 31
2C 67 plusmn 1 550 plusmn 16
2 2B -162 plusmn 33 498 plusmn 0
2A 179 plusmn 25 508 plusmn 101
3 1D -260 plusmn 75 291 plusmn 41
1C -90 plusmn 0 405 plusmn 33
4 1B 97 plusmn 23 369 plusmn 1
1A 125 plusmn 6 262 plusmn 8
A Figura 22 mostra os valores das tensotildees residual nas direccedilotildees circunferencial e longitudinal
respectivamente Com base nos graacuteficos nota-se que o comportamento das TR
circunferenciais eacute homogecircneo e coerente com a literatura [33] onde com valores maiores de
velocidade de corte tem-se uma diminuiccedilatildeo na magnitude das tensotildees trativas Entretanto na
longitudinal haacute muita heterogeneidade nos valores o que torna difiacutecil a anaacutelise dos resultados
nesta direccedilatildeo
33
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Longitudinal
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
1 2 3 4Condiccedilotildees
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Condiccedilotildees
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial
A Tabela 8 apresenta a meacutedia das tensotildees para cada condiccedilatildeo tanto na direccedilatildeo
longitudinal quanto na transversal a fim de analisar a influecircncia de cada paracircmetro nas
tensotildees residuais gerados no torneamento Conforme valores apresentados as tensotildees
superficiais circunferenciais encontram-se no estado de traccedilatildeo enquanto as tensotildees na direccedilatildeo
longitudinal apresentam um misto de compressatildeo e traccedilatildeo
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual
Condiccedilatildeo Tensotildees residuais (MPa)
C L
1 4925 plusmn 5 -58 plusmn 3
2 503 plusmn 7 85 plusmn 5
3 348 plusmn 6 -175 plusmn 6
4 3155 plusmn 2 111 plusmn 4
34
Avaliando o graacutefico da Figura 23 eacute possiacutevel observar uma clara reduccedilatildeo nos valores
das tensotildees quando passamos do regime de velocidade de 500mmin (condiccedilotildees 1 e 2) para o
de 600mmin (condiccedilotildees 3 e 4) Isto sugere que a tendecircncia da tensatildeo residual eacute reduzir seu
valor com o aumento da velocidade de corte conforme previsto na literatura [33] para
condiccedilotildees de transiccedilatildeo baixa-alta velocidade de corte Este comportamento sugere que a
condiccedilatildeo um e dois encontram-se no limiar do regime de altas velocidades
Com relaccedilatildeo ao efeito da profundidade nota-se que o comportamento das tensotildees
residuais eacute resultado da combinaccedilatildeo entre profundidade e velocidade Quando se tem
velocidades de corte maior o aumento da profundidade tende a diminuir os valores das
tensotildees ou seja aumenta o efeito da deformaccedilatildeo plaacutestica sobre o gradiente teacutermico o que natildeo
eacute evidente para velocidades menores
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Profundidade
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial
Na direccedilatildeo longitudinal (Figura 24) percebe-se uma amplificaccedilatildeo do efeito da
profundidade de corte na tensatildeo residual com o aumento da velocidade de corte Para as
amostras que foram submetidas agrave maior velocidade de corte ocorreu um aumento expressivo
da diferenccedila dos valores de tensotildees residuais encontrados em funccedilatildeo de uma mesma
profundidade de corte utilizada Contudo considerando o desvio padratildeo entre as medidas natildeo
35
se pode concluir qual a tendecircncia das TR na direccedilatildeo longitudinal com essa quantidade de
amostras pois haacute muita heterogeneidade nas medidas
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
LongitudinalT
ensatilde
o R
esid
ual (
MP
a)
Profundidade
Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal
Com relaccedilatildeo agrave rugosidade a literatura [10] descreve que com o aumento da velocidade
de corte ocorre uma diminuiccedilatildeo dos valores meacutedios de rugosidade enquanto que o aumento
da profundidade de corte acarreta em valores maiores de rugosidade apesar deste uacuteltimo natildeo
impactar tanto nos resultados Analisando os valores de rugosidade apresentados na Figura 25
em conjunto com a Figura 26 nota-se que os menores valores meacutedios de rugosidade foram
obtidos para os maiores valores de velocidade de corte (condiccedilotildees 3 e 4) Contudo tambeacutem
fica claro que existe uma inconsistecircncia dos valores apresentados na condiccedilatildeo dois O valor
esperado para esta condiccedilatildeo era seguir a tendecircncia das condiccedilotildees trecircs e quatro ou seja o valor
meacutedio de rugosidade da condiccedilatildeo dois deveria ser da mesma magnitude do valor da condiccedilatildeo
um poreacutem superior assim como o da condiccedilatildeo quatro eacute maior do que o da condiccedilatildeo trecircs
36
01 0223
24
25
26
27
28
29
30Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Profundidade
Vc = 500 [mmin] Vc = 600 [mmin]
Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade
1 2 3 423
24
25
26
27
28
29
30 Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Condiccedilatildeo
Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial
Analisando a Figura 27 eacute perceptiacutevel que o aumento da profundidade de corte
ocasionou resultados com tensotildees longitudinais de natureza trativa Isso pode ser relacionado
37
com um possiacutevel fator teacutermico imposto pela maior profundidade de corte sendo mais
evidente com maiores valores de velocidade de corte Entretanto quando se compara tensotildees
residuais com rugosidade novamente natildeo haacute como chegar a conclusotildees
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
1 2 3 4
Longitudinal
Condiccedilotildees
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
24
26
28
30
Rug
osid
ade
(μm
)
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
31
Figura 20 Direccedilotildees de medida das amostras
35 ndash Mediccedilatildeo da rugosidade superficial
A rugosidade superficial das amostras foi medida com o rugosiacutemetro da Taylor
Hobson Precision Surtronic 25 (Figura 21) As mediccedilotildees foram feitas em pontos distintos da
amostra no sentido longitudinal procurando obter o resultado que melhor representasse a
rugosidade real das amostras Foram realizadas 7 medidas em cada amostra
O paracircmetro adotado foi a rugosidade meacutedia (Ra) na qual o comprimento de mediccedilatildeo
foi de L= 400 e o de amostragem igual a La = 08mm O raio da ponta do apalpador eacute de
5microm conferindo ao equipamento uma resoluccedilatildeo de 001microm com precisatildeo de 2 do valor
medido
Figura 21 Rugosiacutemetro Taylor Hobson
32
Capiacutetulo 4
Resultados e discussotildees
As anaacutelises inicias foram com base nos valores de tensatildeo residuais (TR) sendo as
medidas realizadas apoacutes a preparaccedilatildeo das amostras mas devido a heterogeneidade
apresentada pelas mesmas foi realizado um TTAT Apoacutes o tratamento teacutermico obteve-se uma
meacutedia de -144 MPa nas tensotildees residuais longitudinais (L) e de -142 MPa na direccedilatildeo
circunferencial (C) com erro de aproximadamente 15 MPa Apoacutes a usinagem principal as
tensotildees residuais foram medidas novamente e a Tabela 7 apresenta os valores obtidos em
todas as amostras
Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem
Condiccedilatildeo Amostra Tensatildeo Residual [MPa]
Longitudinal (L) Circunferencial (C)
1 2D -183 plusmn 20 435 plusmn 31
2C 67 plusmn 1 550 plusmn 16
2 2B -162 plusmn 33 498 plusmn 0
2A 179 plusmn 25 508 plusmn 101
3 1D -260 plusmn 75 291 plusmn 41
1C -90 plusmn 0 405 plusmn 33
4 1B 97 plusmn 23 369 plusmn 1
1A 125 plusmn 6 262 plusmn 8
A Figura 22 mostra os valores das tensotildees residual nas direccedilotildees circunferencial e longitudinal
respectivamente Com base nos graacuteficos nota-se que o comportamento das TR
circunferenciais eacute homogecircneo e coerente com a literatura [33] onde com valores maiores de
velocidade de corte tem-se uma diminuiccedilatildeo na magnitude das tensotildees trativas Entretanto na
longitudinal haacute muita heterogeneidade nos valores o que torna difiacutecil a anaacutelise dos resultados
nesta direccedilatildeo
33
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Longitudinal
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
1 2 3 4Condiccedilotildees
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Condiccedilotildees
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial
A Tabela 8 apresenta a meacutedia das tensotildees para cada condiccedilatildeo tanto na direccedilatildeo
longitudinal quanto na transversal a fim de analisar a influecircncia de cada paracircmetro nas
tensotildees residuais gerados no torneamento Conforme valores apresentados as tensotildees
superficiais circunferenciais encontram-se no estado de traccedilatildeo enquanto as tensotildees na direccedilatildeo
longitudinal apresentam um misto de compressatildeo e traccedilatildeo
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual
Condiccedilatildeo Tensotildees residuais (MPa)
C L
1 4925 plusmn 5 -58 plusmn 3
2 503 plusmn 7 85 plusmn 5
3 348 plusmn 6 -175 plusmn 6
4 3155 plusmn 2 111 plusmn 4
34
Avaliando o graacutefico da Figura 23 eacute possiacutevel observar uma clara reduccedilatildeo nos valores
das tensotildees quando passamos do regime de velocidade de 500mmin (condiccedilotildees 1 e 2) para o
de 600mmin (condiccedilotildees 3 e 4) Isto sugere que a tendecircncia da tensatildeo residual eacute reduzir seu
valor com o aumento da velocidade de corte conforme previsto na literatura [33] para
condiccedilotildees de transiccedilatildeo baixa-alta velocidade de corte Este comportamento sugere que a
condiccedilatildeo um e dois encontram-se no limiar do regime de altas velocidades
Com relaccedilatildeo ao efeito da profundidade nota-se que o comportamento das tensotildees
residuais eacute resultado da combinaccedilatildeo entre profundidade e velocidade Quando se tem
velocidades de corte maior o aumento da profundidade tende a diminuir os valores das
tensotildees ou seja aumenta o efeito da deformaccedilatildeo plaacutestica sobre o gradiente teacutermico o que natildeo
eacute evidente para velocidades menores
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Profundidade
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial
Na direccedilatildeo longitudinal (Figura 24) percebe-se uma amplificaccedilatildeo do efeito da
profundidade de corte na tensatildeo residual com o aumento da velocidade de corte Para as
amostras que foram submetidas agrave maior velocidade de corte ocorreu um aumento expressivo
da diferenccedila dos valores de tensotildees residuais encontrados em funccedilatildeo de uma mesma
profundidade de corte utilizada Contudo considerando o desvio padratildeo entre as medidas natildeo
35
se pode concluir qual a tendecircncia das TR na direccedilatildeo longitudinal com essa quantidade de
amostras pois haacute muita heterogeneidade nas medidas
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
LongitudinalT
ensatilde
o R
esid
ual (
MP
a)
Profundidade
Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal
Com relaccedilatildeo agrave rugosidade a literatura [10] descreve que com o aumento da velocidade
de corte ocorre uma diminuiccedilatildeo dos valores meacutedios de rugosidade enquanto que o aumento
da profundidade de corte acarreta em valores maiores de rugosidade apesar deste uacuteltimo natildeo
impactar tanto nos resultados Analisando os valores de rugosidade apresentados na Figura 25
em conjunto com a Figura 26 nota-se que os menores valores meacutedios de rugosidade foram
obtidos para os maiores valores de velocidade de corte (condiccedilotildees 3 e 4) Contudo tambeacutem
fica claro que existe uma inconsistecircncia dos valores apresentados na condiccedilatildeo dois O valor
esperado para esta condiccedilatildeo era seguir a tendecircncia das condiccedilotildees trecircs e quatro ou seja o valor
meacutedio de rugosidade da condiccedilatildeo dois deveria ser da mesma magnitude do valor da condiccedilatildeo
um poreacutem superior assim como o da condiccedilatildeo quatro eacute maior do que o da condiccedilatildeo trecircs
36
01 0223
24
25
26
27
28
29
30Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Profundidade
Vc = 500 [mmin] Vc = 600 [mmin]
Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade
1 2 3 423
24
25
26
27
28
29
30 Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Condiccedilatildeo
Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial
Analisando a Figura 27 eacute perceptiacutevel que o aumento da profundidade de corte
ocasionou resultados com tensotildees longitudinais de natureza trativa Isso pode ser relacionado
37
com um possiacutevel fator teacutermico imposto pela maior profundidade de corte sendo mais
evidente com maiores valores de velocidade de corte Entretanto quando se compara tensotildees
residuais com rugosidade novamente natildeo haacute como chegar a conclusotildees
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
1 2 3 4
Longitudinal
Condiccedilotildees
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
24
26
28
30
Rug
osid
ade
(μm
)
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
32
Capiacutetulo 4
Resultados e discussotildees
As anaacutelises inicias foram com base nos valores de tensatildeo residuais (TR) sendo as
medidas realizadas apoacutes a preparaccedilatildeo das amostras mas devido a heterogeneidade
apresentada pelas mesmas foi realizado um TTAT Apoacutes o tratamento teacutermico obteve-se uma
meacutedia de -144 MPa nas tensotildees residuais longitudinais (L) e de -142 MPa na direccedilatildeo
circunferencial (C) com erro de aproximadamente 15 MPa Apoacutes a usinagem principal as
tensotildees residuais foram medidas novamente e a Tabela 7 apresenta os valores obtidos em
todas as amostras
Tabela 7 Tensotildees residuais apoacutes a usinagem
Condiccedilatildeo Amostra Tensatildeo Residual [MPa]
Longitudinal (L) Circunferencial (C)
1 2D -183 plusmn 20 435 plusmn 31
2C 67 plusmn 1 550 plusmn 16
2 2B -162 plusmn 33 498 plusmn 0
2A 179 plusmn 25 508 plusmn 101
3 1D -260 plusmn 75 291 plusmn 41
1C -90 plusmn 0 405 plusmn 33
4 1B 97 plusmn 23 369 plusmn 1
1A 125 plusmn 6 262 plusmn 8
A Figura 22 mostra os valores das tensotildees residual nas direccedilotildees circunferencial e longitudinal
respectivamente Com base nos graacuteficos nota-se que o comportamento das TR
circunferenciais eacute homogecircneo e coerente com a literatura [33] onde com valores maiores de
velocidade de corte tem-se uma diminuiccedilatildeo na magnitude das tensotildees trativas Entretanto na
longitudinal haacute muita heterogeneidade nos valores o que torna difiacutecil a anaacutelise dos resultados
nesta direccedilatildeo
33
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Longitudinal
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
1 2 3 4Condiccedilotildees
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Condiccedilotildees
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial
A Tabela 8 apresenta a meacutedia das tensotildees para cada condiccedilatildeo tanto na direccedilatildeo
longitudinal quanto na transversal a fim de analisar a influecircncia de cada paracircmetro nas
tensotildees residuais gerados no torneamento Conforme valores apresentados as tensotildees
superficiais circunferenciais encontram-se no estado de traccedilatildeo enquanto as tensotildees na direccedilatildeo
longitudinal apresentam um misto de compressatildeo e traccedilatildeo
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual
Condiccedilatildeo Tensotildees residuais (MPa)
C L
1 4925 plusmn 5 -58 plusmn 3
2 503 plusmn 7 85 plusmn 5
3 348 plusmn 6 -175 plusmn 6
4 3155 plusmn 2 111 plusmn 4
34
Avaliando o graacutefico da Figura 23 eacute possiacutevel observar uma clara reduccedilatildeo nos valores
das tensotildees quando passamos do regime de velocidade de 500mmin (condiccedilotildees 1 e 2) para o
de 600mmin (condiccedilotildees 3 e 4) Isto sugere que a tendecircncia da tensatildeo residual eacute reduzir seu
valor com o aumento da velocidade de corte conforme previsto na literatura [33] para
condiccedilotildees de transiccedilatildeo baixa-alta velocidade de corte Este comportamento sugere que a
condiccedilatildeo um e dois encontram-se no limiar do regime de altas velocidades
Com relaccedilatildeo ao efeito da profundidade nota-se que o comportamento das tensotildees
residuais eacute resultado da combinaccedilatildeo entre profundidade e velocidade Quando se tem
velocidades de corte maior o aumento da profundidade tende a diminuir os valores das
tensotildees ou seja aumenta o efeito da deformaccedilatildeo plaacutestica sobre o gradiente teacutermico o que natildeo
eacute evidente para velocidades menores
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Profundidade
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial
Na direccedilatildeo longitudinal (Figura 24) percebe-se uma amplificaccedilatildeo do efeito da
profundidade de corte na tensatildeo residual com o aumento da velocidade de corte Para as
amostras que foram submetidas agrave maior velocidade de corte ocorreu um aumento expressivo
da diferenccedila dos valores de tensotildees residuais encontrados em funccedilatildeo de uma mesma
profundidade de corte utilizada Contudo considerando o desvio padratildeo entre as medidas natildeo
35
se pode concluir qual a tendecircncia das TR na direccedilatildeo longitudinal com essa quantidade de
amostras pois haacute muita heterogeneidade nas medidas
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
LongitudinalT
ensatilde
o R
esid
ual (
MP
a)
Profundidade
Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal
Com relaccedilatildeo agrave rugosidade a literatura [10] descreve que com o aumento da velocidade
de corte ocorre uma diminuiccedilatildeo dos valores meacutedios de rugosidade enquanto que o aumento
da profundidade de corte acarreta em valores maiores de rugosidade apesar deste uacuteltimo natildeo
impactar tanto nos resultados Analisando os valores de rugosidade apresentados na Figura 25
em conjunto com a Figura 26 nota-se que os menores valores meacutedios de rugosidade foram
obtidos para os maiores valores de velocidade de corte (condiccedilotildees 3 e 4) Contudo tambeacutem
fica claro que existe uma inconsistecircncia dos valores apresentados na condiccedilatildeo dois O valor
esperado para esta condiccedilatildeo era seguir a tendecircncia das condiccedilotildees trecircs e quatro ou seja o valor
meacutedio de rugosidade da condiccedilatildeo dois deveria ser da mesma magnitude do valor da condiccedilatildeo
um poreacutem superior assim como o da condiccedilatildeo quatro eacute maior do que o da condiccedilatildeo trecircs
36
01 0223
24
25
26
27
28
29
30Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Profundidade
Vc = 500 [mmin] Vc = 600 [mmin]
Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade
1 2 3 423
24
25
26
27
28
29
30 Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Condiccedilatildeo
Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial
Analisando a Figura 27 eacute perceptiacutevel que o aumento da profundidade de corte
ocasionou resultados com tensotildees longitudinais de natureza trativa Isso pode ser relacionado
37
com um possiacutevel fator teacutermico imposto pela maior profundidade de corte sendo mais
evidente com maiores valores de velocidade de corte Entretanto quando se compara tensotildees
residuais com rugosidade novamente natildeo haacute como chegar a conclusotildees
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
1 2 3 4
Longitudinal
Condiccedilotildees
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
24
26
28
30
Rug
osid
ade
(μm
)
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
33
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Longitudinal
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
1 2 3 4Condiccedilotildees
1 2 3 4
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Condiccedilotildees
Figura 22 Tensotildees Residuais nas direccedilotildees longitudinal e circunferencial
A Tabela 8 apresenta a meacutedia das tensotildees para cada condiccedilatildeo tanto na direccedilatildeo
longitudinal quanto na transversal a fim de analisar a influecircncia de cada paracircmetro nas
tensotildees residuais gerados no torneamento Conforme valores apresentados as tensotildees
superficiais circunferenciais encontram-se no estado de traccedilatildeo enquanto as tensotildees na direccedilatildeo
longitudinal apresentam um misto de compressatildeo e traccedilatildeo
Tabela 8 Meacutedia dos valores de tensatildeo residual
Condiccedilatildeo Tensotildees residuais (MPa)
C L
1 4925 plusmn 5 -58 plusmn 3
2 503 plusmn 7 85 plusmn 5
3 348 plusmn 6 -175 plusmn 6
4 3155 plusmn 2 111 plusmn 4
34
Avaliando o graacutefico da Figura 23 eacute possiacutevel observar uma clara reduccedilatildeo nos valores
das tensotildees quando passamos do regime de velocidade de 500mmin (condiccedilotildees 1 e 2) para o
de 600mmin (condiccedilotildees 3 e 4) Isto sugere que a tendecircncia da tensatildeo residual eacute reduzir seu
valor com o aumento da velocidade de corte conforme previsto na literatura [33] para
condiccedilotildees de transiccedilatildeo baixa-alta velocidade de corte Este comportamento sugere que a
condiccedilatildeo um e dois encontram-se no limiar do regime de altas velocidades
Com relaccedilatildeo ao efeito da profundidade nota-se que o comportamento das tensotildees
residuais eacute resultado da combinaccedilatildeo entre profundidade e velocidade Quando se tem
velocidades de corte maior o aumento da profundidade tende a diminuir os valores das
tensotildees ou seja aumenta o efeito da deformaccedilatildeo plaacutestica sobre o gradiente teacutermico o que natildeo
eacute evidente para velocidades menores
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Profundidade
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial
Na direccedilatildeo longitudinal (Figura 24) percebe-se uma amplificaccedilatildeo do efeito da
profundidade de corte na tensatildeo residual com o aumento da velocidade de corte Para as
amostras que foram submetidas agrave maior velocidade de corte ocorreu um aumento expressivo
da diferenccedila dos valores de tensotildees residuais encontrados em funccedilatildeo de uma mesma
profundidade de corte utilizada Contudo considerando o desvio padratildeo entre as medidas natildeo
35
se pode concluir qual a tendecircncia das TR na direccedilatildeo longitudinal com essa quantidade de
amostras pois haacute muita heterogeneidade nas medidas
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
LongitudinalT
ensatilde
o R
esid
ual (
MP
a)
Profundidade
Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal
Com relaccedilatildeo agrave rugosidade a literatura [10] descreve que com o aumento da velocidade
de corte ocorre uma diminuiccedilatildeo dos valores meacutedios de rugosidade enquanto que o aumento
da profundidade de corte acarreta em valores maiores de rugosidade apesar deste uacuteltimo natildeo
impactar tanto nos resultados Analisando os valores de rugosidade apresentados na Figura 25
em conjunto com a Figura 26 nota-se que os menores valores meacutedios de rugosidade foram
obtidos para os maiores valores de velocidade de corte (condiccedilotildees 3 e 4) Contudo tambeacutem
fica claro que existe uma inconsistecircncia dos valores apresentados na condiccedilatildeo dois O valor
esperado para esta condiccedilatildeo era seguir a tendecircncia das condiccedilotildees trecircs e quatro ou seja o valor
meacutedio de rugosidade da condiccedilatildeo dois deveria ser da mesma magnitude do valor da condiccedilatildeo
um poreacutem superior assim como o da condiccedilatildeo quatro eacute maior do que o da condiccedilatildeo trecircs
36
01 0223
24
25
26
27
28
29
30Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Profundidade
Vc = 500 [mmin] Vc = 600 [mmin]
Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade
1 2 3 423
24
25
26
27
28
29
30 Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Condiccedilatildeo
Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial
Analisando a Figura 27 eacute perceptiacutevel que o aumento da profundidade de corte
ocasionou resultados com tensotildees longitudinais de natureza trativa Isso pode ser relacionado
37
com um possiacutevel fator teacutermico imposto pela maior profundidade de corte sendo mais
evidente com maiores valores de velocidade de corte Entretanto quando se compara tensotildees
residuais com rugosidade novamente natildeo haacute como chegar a conclusotildees
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
1 2 3 4
Longitudinal
Condiccedilotildees
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
24
26
28
30
Rug
osid
ade
(μm
)
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
34
Avaliando o graacutefico da Figura 23 eacute possiacutevel observar uma clara reduccedilatildeo nos valores
das tensotildees quando passamos do regime de velocidade de 500mmin (condiccedilotildees 1 e 2) para o
de 600mmin (condiccedilotildees 3 e 4) Isto sugere que a tendecircncia da tensatildeo residual eacute reduzir seu
valor com o aumento da velocidade de corte conforme previsto na literatura [33] para
condiccedilotildees de transiccedilatildeo baixa-alta velocidade de corte Este comportamento sugere que a
condiccedilatildeo um e dois encontram-se no limiar do regime de altas velocidades
Com relaccedilatildeo ao efeito da profundidade nota-se que o comportamento das tensotildees
residuais eacute resultado da combinaccedilatildeo entre profundidade e velocidade Quando se tem
velocidades de corte maior o aumento da profundidade tende a diminuir os valores das
tensotildees ou seja aumenta o efeito da deformaccedilatildeo plaacutestica sobre o gradiente teacutermico o que natildeo
eacute evidente para velocidades menores
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700Circunferencial
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
Profundidade
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
Figura 23 Tensatildeo residual na direccedilatildeo circunferencial
Na direccedilatildeo longitudinal (Figura 24) percebe-se uma amplificaccedilatildeo do efeito da
profundidade de corte na tensatildeo residual com o aumento da velocidade de corte Para as
amostras que foram submetidas agrave maior velocidade de corte ocorreu um aumento expressivo
da diferenccedila dos valores de tensotildees residuais encontrados em funccedilatildeo de uma mesma
profundidade de corte utilizada Contudo considerando o desvio padratildeo entre as medidas natildeo
35
se pode concluir qual a tendecircncia das TR na direccedilatildeo longitudinal com essa quantidade de
amostras pois haacute muita heterogeneidade nas medidas
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
LongitudinalT
ensatilde
o R
esid
ual (
MP
a)
Profundidade
Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal
Com relaccedilatildeo agrave rugosidade a literatura [10] descreve que com o aumento da velocidade
de corte ocorre uma diminuiccedilatildeo dos valores meacutedios de rugosidade enquanto que o aumento
da profundidade de corte acarreta em valores maiores de rugosidade apesar deste uacuteltimo natildeo
impactar tanto nos resultados Analisando os valores de rugosidade apresentados na Figura 25
em conjunto com a Figura 26 nota-se que os menores valores meacutedios de rugosidade foram
obtidos para os maiores valores de velocidade de corte (condiccedilotildees 3 e 4) Contudo tambeacutem
fica claro que existe uma inconsistecircncia dos valores apresentados na condiccedilatildeo dois O valor
esperado para esta condiccedilatildeo era seguir a tendecircncia das condiccedilotildees trecircs e quatro ou seja o valor
meacutedio de rugosidade da condiccedilatildeo dois deveria ser da mesma magnitude do valor da condiccedilatildeo
um poreacutem superior assim como o da condiccedilatildeo quatro eacute maior do que o da condiccedilatildeo trecircs
36
01 0223
24
25
26
27
28
29
30Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Profundidade
Vc = 500 [mmin] Vc = 600 [mmin]
Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade
1 2 3 423
24
25
26
27
28
29
30 Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Condiccedilatildeo
Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial
Analisando a Figura 27 eacute perceptiacutevel que o aumento da profundidade de corte
ocasionou resultados com tensotildees longitudinais de natureza trativa Isso pode ser relacionado
37
com um possiacutevel fator teacutermico imposto pela maior profundidade de corte sendo mais
evidente com maiores valores de velocidade de corte Entretanto quando se compara tensotildees
residuais com rugosidade novamente natildeo haacute como chegar a conclusotildees
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
1 2 3 4
Longitudinal
Condiccedilotildees
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
24
26
28
30
Rug
osid
ade
(μm
)
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
35
se pode concluir qual a tendecircncia das TR na direccedilatildeo longitudinal com essa quantidade de
amostras pois haacute muita heterogeneidade nas medidas
01 02
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
Vc= 500 [mmin] Vc= 600 [mmin]
LongitudinalT
ensatilde
o R
esid
ual (
MP
a)
Profundidade
Figura 24 Graacutefico Fatorial Tensatildeo Residual longitudinal
Com relaccedilatildeo agrave rugosidade a literatura [10] descreve que com o aumento da velocidade
de corte ocorre uma diminuiccedilatildeo dos valores meacutedios de rugosidade enquanto que o aumento
da profundidade de corte acarreta em valores maiores de rugosidade apesar deste uacuteltimo natildeo
impactar tanto nos resultados Analisando os valores de rugosidade apresentados na Figura 25
em conjunto com a Figura 26 nota-se que os menores valores meacutedios de rugosidade foram
obtidos para os maiores valores de velocidade de corte (condiccedilotildees 3 e 4) Contudo tambeacutem
fica claro que existe uma inconsistecircncia dos valores apresentados na condiccedilatildeo dois O valor
esperado para esta condiccedilatildeo era seguir a tendecircncia das condiccedilotildees trecircs e quatro ou seja o valor
meacutedio de rugosidade da condiccedilatildeo dois deveria ser da mesma magnitude do valor da condiccedilatildeo
um poreacutem superior assim como o da condiccedilatildeo quatro eacute maior do que o da condiccedilatildeo trecircs
36
01 0223
24
25
26
27
28
29
30Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Profundidade
Vc = 500 [mmin] Vc = 600 [mmin]
Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade
1 2 3 423
24
25
26
27
28
29
30 Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Condiccedilatildeo
Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial
Analisando a Figura 27 eacute perceptiacutevel que o aumento da profundidade de corte
ocasionou resultados com tensotildees longitudinais de natureza trativa Isso pode ser relacionado
37
com um possiacutevel fator teacutermico imposto pela maior profundidade de corte sendo mais
evidente com maiores valores de velocidade de corte Entretanto quando se compara tensotildees
residuais com rugosidade novamente natildeo haacute como chegar a conclusotildees
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
1 2 3 4
Longitudinal
Condiccedilotildees
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
24
26
28
30
Rug
osid
ade
(μm
)
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
36
01 0223
24
25
26
27
28
29
30Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Profundidade
Vc = 500 [mmin] Vc = 600 [mmin]
Figura 25 Graacutefico Fatorial - Rugosidade
1 2 3 423
24
25
26
27
28
29
30 Rugosidade
Rug
osid
ade
(μm
)
Condiccedilatildeo
Figura 26 Graacutefico de rugosidade superficial
Analisando a Figura 27 eacute perceptiacutevel que o aumento da profundidade de corte
ocasionou resultados com tensotildees longitudinais de natureza trativa Isso pode ser relacionado
37
com um possiacutevel fator teacutermico imposto pela maior profundidade de corte sendo mais
evidente com maiores valores de velocidade de corte Entretanto quando se compara tensotildees
residuais com rugosidade novamente natildeo haacute como chegar a conclusotildees
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
1 2 3 4
Longitudinal
Condiccedilotildees
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
24
26
28
30
Rug
osid
ade
(μm
)
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
37
com um possiacutevel fator teacutermico imposto pela maior profundidade de corte sendo mais
evidente com maiores valores de velocidade de corte Entretanto quando se compara tensotildees
residuais com rugosidade novamente natildeo haacute como chegar a conclusotildees
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
1 2 3 4
Longitudinal
Condiccedilotildees
Ten
satildeo
Res
idua
l (M
Pa)
24
26
28
30
Rug
osid
ade
(μm
)
Figura 27 Comparativo entre tensotildees residuais e rugosidade ndash Longitudinal
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
38
Capiacutetulo 5
Conclusotildees
Dos resultados obtidos neste trabalho e fundamentado no conhecimento atual da
influecircncia dos paracircmetros de usinagem encontrado na literatura pode-se concluir que
1 A velocidade de corte como a literatura relata eacute um dos principais fatores de
influecircncia nas tensotildees residuais geradas em usinagem Contudo em determinadas
condiccedilotildees de corte a interaccedilatildeo com a profundidade de corte se torna muito
impactante
2 Com o aumento da velocidade de corte haacute uma reduccedilatildeo dos niacuteveis de tensatildeo
residual na direccedilatildeo de corte (circunferencial) o que condiz com as condiccedilotildees de
altas velocidade de corte
3 Na direccedilatildeo longitudinal foi observado que para uma mesma profundidade de corte
usada os resultados obtidos de tensatildeo residual possuiacuteam uma maior magnitude dos
valores com o aumento da velocidade empregada
4 A rugosidade avaliada na condiccedilatildeo dois natildeo condiz com o que a literatura e a
praacutetica jaacute definiram Algum problema na execuccedilatildeo de todas as etapas deste
experimento pode ter gerado estas medidas inconsistentes
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
39
Capiacutetulo 6
Sugestotildees para trabalhos futuros
1 Realizar mais usinagens nas mesmas condiccedilotildees de corte apresentadas neste trabalho
2 Realizar ensaios de dureza das amostras usinadas
3 Analisar a camada atingida pela usinagem atraveacutes de microscopia oacuteptica
4 Verificar o desgaste da ponta das ferramentas utilizadas neste trabalho
5 Realizar estudo das tensotildees residuais em profundidade para melhor avaliar os efeitos
da profundidade de corte
6 Usar a condiccedilatildeo com fluido de corte para estudar os efeitos teacutermicos no resultado das
tensotildees residuais
7 Trabalhar com velocidades de corte mais elevadas
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
40
Bibliografia
[1] F J Momper ldquoUsinagem a seco e de materiais endurecidosrdquo Revista Maacutequinas e Metais vol 410 pp 30 -37 2000
[2] G Navas I Ferreres J A Maranon C Garcia e J G Sevillano ldquoWhite Layers
Generated in AISI O1 Tool Steel by Hard Turning or by EDMrdquo International Journal of Machining and Machinability of Materials (IJMMM) vol 4 nordm 4 pp 287 - 301 2008
[3] M A d C Rocha S S M Tavares M d P C Fonseca J M Pardal e V F Terra ldquoAnaacutelise das propriedades Mecacircnicas do accedilo SAE 4140rdquo UFF ndash Universidade Federal Fluminense PGMEC ndash Programa de Poacutes-Graduaccedilatildeo em Engenharia Niteroacutei-RJ Brasil 2004
[4] V Chiaverini Accedilos e Ferros Fundidos Satildeo Paulo ABM 2008
[5] W D J Callister Ciecircncia e engenharia de materiais uma introduccedilatildeo Utah John Wiley amp Sons 2013
[6] E T Rasma ldquoCaracterizaccedilatildeo estrutural e mecacircnica do Accedilo AISISAE 4140 Tratado sob
diferentes Tratamentos Teacutermicosrdquo Universidade Estadual do Norte Fluminense - UENF Campos do Goytacazes - RJ 2015
[7] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Materiais de Construccedilatildeo Mecacircnica vol 3 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[8] H Chandler Heat Treaters Guide - Pratices and Procedures for Irons and Steels ASM International 1995
[9] Aacute R Machado A M Abratildeo R T Coelho e M B d Silva Teoria da Usinagem dos Materiais 1 ed Blucher 2009
[10] V Chiaverini Tecnologia Mecacircnica - Processos de Fabricaccedilatildeo e Tratamento 2 ed vol 2 Satildeo Paulo McGraw-Hill 1986
[11] A J d Souza Processos de Fabricaccedilatildeo por Usinagem Parte 2 Porto Alegre Universidade do Rio Grande do Sul 2011
[12] B J Griffiths Manufacturing Surface Technology - Surface Integrity and Functional Performance 1 ed Lodon Butterworth-Heinemann 2001
[13] F d S Pereira ldquoTorneamento em alta velocidade do ferro fundido cinzento FC 250 com
ferramenta de citreto de siliacuteciordquo Florianoacutepolis 2012
[14] G Oliveira Usinagem em Altiacutessimas Velocidades como os conceitos HSMHSC podem Satildeo Paulo Eacuterica 2003
[15] M Soto e P Muumlller ldquoUsinagem sem refrigeraccedilatildeo de furos e roscasrdquo em Anais do seminaacuterio internacional de alta tecnologia - Usinagem com altiacutessimas velocidades de corte Santa Baacuterbara do Oeste 1999
[16] M Fields e J F Kahles ldquoThe Surface Integrity of Machined and Highrdquo USA DMIC
Report 210 1964 pp 54-77
[17] B J Griffiths ldquoManufacturing Measurement Part 2rdquo em Advanced Manufacturing Systems MSc Programme Distance Learning Book Uxbridge Brunel University 1989
[18] N G M Mesquita ldquoAvaliaccedilatildeo e Escolha de uma Superfiacutecie Segundo sua Funccedilatildeo e
Fabricaccedilatildeordquo Florianoacutepolis SC 1992
[19] O L Agostinho A C S Rodrigues e J Lirani Toleracircncias Ajustes Desvios e Anaacutelise de Dimensotildees Satildeo Paulo Edgard Bluumlcher 1990 p 295
[20] J C Pereira ldquoDeterminaccedilatildeo de Modelos de Vida de Ferramenta e Rugosidade no
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
41
Torneament do Accedilo ABNT 52100 Endurecido Utilizando a Metodologia de Superfiacutecie de Resposta (DOE)rdquo Itajubaacute MG 2006
[21] M S Mello A J Souza e M Geier ldquoDeterminaccedilatildeo empiacuterica dos paracircmetros de
rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do accedilo AISI 4140rdquo em 7ordm Congresso Nacional de Engenharia Mecacircnica ( Anais do VII CONEM) Satildeo Luiacutes MA 2012
[22] E Aslan N Camuscu e B Birgoumlren ldquoDesign optimization of cutting parameters when
turning hardened AISI 4140 steel (63 HRC) with Al2O3 + TiCN mixed ceramic toolrdquo
Materials amp Design 28 pp 1618-1622 2007
[23] S Ranjan Das D Dhupal e A Kumar ldquoStudy of surface roughness and flank wear in hard turning of AISI 4140 steel with coated ceramic insertsrdquo Journal of Mechanical Science and Technology nordm 29 pp 4329-4340 2015
[24] M S Alajmi e S E Oraby ldquoMonitoring of Coated and Uncoated Cutting Edge Performance using Infrared Thermography of Chip Temperaturerdquo International Journal of Mining Metallurgy amp Mechanical Engineering (IJMMME) vol 3 nordm 3 2015
[25] F Akbar P T Mativenga e M A Sheikh ldquoAn evaluation of heat partition in the high-speed turning of AISISAE 4140 steel with uncoated and TiN-coated toolsrdquo Manchester
UK 2008
[26] Y Matsumoto M Barash e C Liu ldquoEffect of Hardness on the Surface Integrity of AISI
4340 Steelrdquo Journal of Engineering for Industry vol 108 pp 169-175 1986
[27] F A Kandil J D Lord A T Fry e P V Grant ldquoA Review of Residual Stress
Measurementrdquo NPL Materials Centre Teddignton Middlesex UK 2001
[28] J D Almer J B Cohen e B Moran ldquoThe effects of residual macrostresses and
microstresses on fatigue crack initiationrdquo Materials Science and Engineering A vol 284 nordm 1-2 pp 268 - 279 2000
[29] C Fonseca M P S Costa W S Chaves F R Pardal J M e M Junior A S ldquoEstudos
das propriedades Mecacircnicas e Tensotildees Residuais em juntas soldadas de accedilo ABRL Bifaacutesico usado na Induacutestria Automobiliacutesticardquo em 8deg Congresso Iberoamericano de Ingenieria Mecanica Cusco 2007
[30] W E Littmann ldquoMeasurement and significance of residual macrostress in steel 793Ardquo
em Proc of the Automatic Eng Cong Detroit MI 1964 pp 13-17
[31] A A Buenos ldquo Avaliaccedilatildeo de tensatildeo residual gerada pelo processo de usinagem utilizando acustoelasticidaderdquo niversidade Estadual de Campinas Faculdade de
Engenharia Mecacircnica Campinas 2010
[32] E Capello ldquoResidual stresses in turning Part I Influence of process parametersrdquo
Journal of Materials Processing Technology 160 pp 221-228 2005
[33] V Garciacutea Navas O Gonzalo e I Bengoetxea ldquoEffect of cutting parameters in the
surface residual stresses generated by turning in AISI 4340 steelrdquo International Journal of Machine Tools amp Manufature pp 48-57 2012
[34] E C Bordinassi ldquoContribuiccedilatildeo ao estudo da integridade superficial de um accedilo
inoxidaacutevel super-duplex apoacutes usinagemrdquo Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 2006
[35] C O D Martins T R Strohaecker A S Rocha e T K Hirsch ldquoComparaccedilatildeo entre Teacutecnicas de Anaacutelise de Tensotildees Residuais em Aneacuteis de Rolamento do Accedilo ABNT 52100rdquo Revista Mateacuteria vol 9 pp 20 - 28 2004
[36] G Hilson S Simandjuntak P E J Flewitt K R Hallam M J Pavier e D J Smith ldquoSpatial variation of residual stresses in a welded piperdquo International Journal of Pressure Vessels and Piping vol 86 nordm 11 pp 748-756 2009
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
42
[37] T d C Chuvas ldquoEstudo da influecircncia dos paracircmetros de tratamento de aliacutevio das
tensotildees residuais por vibraccedilatildeo mecacircnica em juntas soldadas a plasmardquo Universidade
Federal Fluminense Niteroacutei 2012
[38] N B Lima ldquoInfluecircncia da textura em medidas de tensatildeo residualrdquo Instituto de Pesquisas
Energeacuteticas e Nucleares Universidade de Satildeo Paulo Satildeo Paulo 1991
[39] E Brinksmeier J T Cammett W Koumlnig P Leskovar J Peters e H K Toumlnshoff ldquoResidual Stresses ndash Measurement and causes in machiningrdquo Annals of the CIRP vol 31 pp 491-510 1982
[40] D Damasceno ldquoAnaacutelise das tensotildees residuais apoacutes o torneamento e retificaccedilatildeo do accedilo
ABNT 52100 endurecidordquo Campinas 1993
[41] P S Preveacutey ldquoCurrent Applications of X-ray diffraction - Residual Stress Measurementrdquo
em Developments in Materials Characterization Technologies Columbus Ohio ASM International 1996 pp 103-110
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa
43
Anexo ndash A Programaccedilatildeo torno CNC N10 G99 limpa memoacuteria N20 T0202 seleccedilatildeo de ferramenta N30 G54 ORIGEM NA CASTANHA N40 G00 X150 Z150 N50 M00 rotaccedilatildeo desligada N60 M12 gama de velocidades para acabamento N70 G96 velocidade de corte constante N80 S600 S = velocidade de corte N90 G92 S4000 M03 S = RPM maacutexima comeccedilo da primeira parte da usinagem N100 G00 X502 Z122 X = diacircmetro final da peccedila e Z = proacuteximo da ponta da peccedila N110 G01 Z727 F2 Z = ateacute a metade da peccedila e F2 = avanccedilo de 02 mm N120 G00 X150 N130 Z150 N140 M00 rotaccedilatildeo desligada limpar a ferramenta N150 M03 maacutequina ligada comeccedilo da segunda parte da usinagem N160 G00 X727 Z = metade da peccedila N170 X502 N180 G01 Z20 F2 X = diacircmetro final da peccedila reaproximaccedilatildeo N190 G00 X150 afastamento = N130 N200 Z150 N210 M05 N220 M30 fim de programa