ÉD CLAUDIO BORDINASSI
CONTRIBUIÇÃO AO ESTUDO DA INTEGRIDADE SUPERFICIAL DE
UM AÇO INOXIDÁVEL SUPER-DUPLEX APÓS USINAGEM
Tese
apresentada
à
Escola
Politécnica
da
Universidade de São Paulo para obtenção do título
de Doutor em Engenharia.
São Paulo
2006
ÉD CLAUDIO BORDINASSI
CONTRIBUIÇÃO AO ESTUDO DA INTEGRIDADE SUPERFICIAL DE
UM AÇO INOXIDÁVEL SUPER-DUPLEX APÓS USINAGEM
Tese
apresentada
à
Escola
Politécnica
da
Universidade de São Paulo para obtenção do título
de Doutor em Engenharia.
Orientador: Prof. Dr. Marco Stipkovic Filho
Co-orientador: Prof. Dr. Gilmar Ferreira Batalha
Área de Concentração: Engenharia Mecânica
São Paulo
2006
DEDICATÓRIA
Dedico este trabalho à minha esposa Marta,
fiel companheira das horas de lazer e de
trabalho, e à pequena Julia, que nascerá em
breve e já é motivo de grande felicidade.
AGRADECIMENTOS
Agradeço ao Prof. Dr. Marco Stipkovic que além da orientação para a execução deste
trabalho me privilegiou com sua amizade e companheirismo no dia-a-dia.
Agradeço também ao Prof. Dr. Gilmar Batalha pela co-orientação feita de maneira
competente.
À Sulzer Pumps, em especial ao Prof. Dr. Marcelo Martins pelo fornecimento do
material para usinagem.
Ao Prof. Dr. Sérgio Delijaicov pela grande ajuda durante todo o desenvolvimento
deste trabalho.
À Sandvik Coromant, em especial ao Eng. Domenico e ao Sr. Arlindo Wandele pelo
fornecimento das ferramentas e ajuda na execução de parte dos ensaios.
Ao Eng. Renato e ao Sr. Fábio da FAG rolamentos pela ajuda em parte dos ensaios.
Ao Prof. Dr. Nelson Batista, Renê e Amanda do IPEN pelas medições de tensão
residual.
Aos técnicos Margarete e Daniel da Escola de Engenharia Mauá pela preparação das
amostras metalográficas.
À Sra. Cleide e à Srta. Silvia da Escola de Engenharia Mauá pela incansável busca de
minhas solicitações de referências bibliográficas.
Aos amigos Rubens, Nelson e Márcio da Escola de Engenharia Mauá pela grande
ajuda na preparação de todo o trabalho.
Aos amigos Sérgio Moriguchi, Susana Lebrão, Amilton Ara e Márcio Lucato pelo
constante incentivo, companheirismo e ajuda na elaboração desta tese, e aos amigos Luciano
de Sousa, Carlos Oscar, Fernando de Freitas e Ian Faccio (in memorian) pelo companheirinho
no estudo e grande ajuda no decorrer dos anos em que este trabalho foi feito.
Aos meus pais Claudio e Célia que sempre se esforçaram em dar o melhor de si à
minha educação e acima de tudo me ajudaram não só na execução deste trabalho, mas ao
longo de toda a minha vida.
A todos que contribuíram de alguma forma para o término deste trabalho e
principalmente a Deus que me permitiu cumprir mais esta etapa.
"Nunca ande pelo caminho traçado, pois ele
conduz somente até onde os outros foram."
Alexandre Graham Bell
SUMÁRIO
LISTA DE FIGURAS .................................................................................................................I
LISTA DE TABELAS .............................................................................................................VI
LISTA DE ABREVIAÇÕES E SIGLAS ................................................................................VII
LISTA DE SÍMBOLOS ........................................................................................................ VIII
RESUMO .................................................................................................................................. X
ABSTRACT .............................................................................................................................XI
1. INTRODUÇÃO....................................................................................................................01
2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA.............................................................................................03
2.1 -
Aço inoxidável duplex (DSS – Duplex Stainless Steel) e super duplex (SDSS –
Super Duplex Stainless Steel) ...............................................................................................03
2.1.1 - A história dos aços inoxidáveis duplex ................................................................03
2.1.2 - Generalidades .......................................................................................................04
2.1.3 - Principais elementos de liga de um aço inoxidável..............................................08
2.1.4 - Estrutura de um aço inoxidável duplex ................................................................10
2.2 -
Usinagem de aço inoxidável ....................................................................................14
2.2.1 - Generalidades .......................................................................................................14
2.3 -
Esforços de corte......................................................................................................16
2.4 -
Tensão residual ........................................................................................................18
2.4.1 - Métodos para medições das tensões residuais......................................................21
2.4.1.1 -Método do sen² ψ .................................................................................................24
3.
MATERIAIS E MÉTODOS.........................................................................................29
3.1 -
Operações de desbaste .............................................................................................30
3.1.1 - Equipamentos e materiais utilizados ....................................................................30
3.1.2 - Parâmetros utilizados e métodos ..........................................................................35
3.1.2.1 - Usinagem .......................................................................................................35
3.1.2.2 - Amostras metalográficas................................................................................38
3.2 -
Ensaios com “casca” ................................................................................................39
3.3 -
Ensaios de acabamento ............................................................................................41
3.3.1 - Equipamentos utilizados.......................................................................................41
3.3.2 - Parâmetros utilizados e métodos...................................................................................52
4.
RESULTADOS OBTIDOS E DISCUSSÕES..............................................................56
4.1
- Operações de desbaste ..............................................................................................56
4.1.1
- Caracterização do processo de desbaste.............................................................56
4.1.1.1 - Observações e resultados gerais......................................................................56
4.1.1.2 - Análises fatoriais para a rugosidade ...............................................................58
4.1.1.3 Análises das microestruturas.............................................................................63
4.1.2
4.2
Ensaios de vida de ferramenta com desbaste do material com “casca” ...............69
Operações de acabamento ...........................................................................................79
4.2.1
Respostas obtidas para a rugosidade superficial...................................................79
4.2.1.1 Análises fatoriais para a rugosidade superficial................................................81
4.2.2
Respostas obtidas para as forças de usinagem......................................................85
4.2.2.1 Análises fatoriais para as forças de usinagem ...................................................87
4.2.3
Respostas obtidas para a estabilidade dimensional ..............................................95
4.2.4
Respostas obtidas para a tensão residual ............................................................101
4.2.4.1 Análises fatoriais para a tensão residual .........................................................102
4.2.5
Respostas obtidas para as medições de micro-dureza ........................................117
4.2.5.1 Análises fatoriais para os valores de micro-dureza.........................................121
4.2.6 - Respostas obtidas para as análises microestruturais...........................................129
4.2.7
Correlações entre os resultados ..........................................................................131
4.2.8
Gráficos de contorno das respostas x parâmetros de corte.................................133
5. CONCLUSÕES..................................................................................................................141
6. SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS..............................................................144
7. BIBLIOGRAFIA................................................................................................................145
8. ANEXO A: RESULTADOS DAS MICRO-DUREZAS....................................................152
9. ANEXO B - CORRELAÇÕES ENTRE AS RESPOSTAS................................................157
10. ANEXO C - REGRESSÃO PARA MODELO DA TENSÃO RESIDUAL EM FUNÇÃO
DOS PARÂMETROS DE CORTE E DA TENSÃO RESIDUAL EM FUNÇÃO DA
VARIAÇÃO DIMENSIONAL...............................................................................................199
I
LISTA DE FIGURAS
Figura 1 – Comparação dos custos acumulados na utilização de um aço ao carbono e um DSS
em uma instalação offshore (STILL, 1994). ................................................................................... 08
Figura 2 – Diagrama TTT do aço inoxidável super duplex SAF 2507 (NILSSON, 1992)......13
Figura 3 – Força de usinagem e suas componentes no processo de torneamento (DINIZ;
MARCONDES; COPPINI, 2001) .....................................................................................17
Figura 4 – Carregamento e descarregamento nas superfície do metal quando da passagem na
ponta da ferramenta (SHAW, 1915) ..................................................................................20
Figura 5 – Difração de raios-X em cristais simples carregados e descarregados
(BRINKSMEIER, 1982)....................................................................................................22
Figura 6 – Estado plano de tensões (PREVÉY, 1996) .............................................................25
Figura 7 – Elipsóide de deformações (PREVÉY, 1996) ..........................................................25
Figura 8 – Gráfico 2θ - sen² ψ..................................................................................................27
Figura 9 – Centro de Torneamento Romi Multiplic 35D .........................................................30
Figura 10 – Utilização do fluido de corte em abundância........................................................31
Figura 11 – Ângulos das geometrias MM e MR [SANDVIK COROMANT, 2002b].............32
Figura 12 – Avanço e profundidade de corte recomendados para as geometrias MM, MR e
MF [SANDVIK COROMANT, 2002b] ............................................................................32
Figura 13 – Corpo de prova fundido ........................................................................................34
Figura 14 – Exemplo de um corpo de prova utilizado nos ensaios de desbaste.......................37
Figura 15 - Centro de torneamento OKUMA...........................................................................42
Figura 16 – Ângulos da geometria MF [SANDVIK COROMANT, 2002b] ...........................43
Figura 17 – Montagem do transdutor-suporte ..........................................................................44
Figura 18 – Equipamentos utilizados na aquisição dos sinais do dinamômetro ......................46
Figura 19 – Saída do fluido de corte.........................................................................................47
II
Figura 20 – Pirômetro infra-vermelho......................................................................................48
Figura 21 – Difratômetro de raios-x, marca Rigaku, modelo Rint 2200..................................49
Figura 22 – Difratômetro de raios-x, marca Rigaku, modelo Multiflex...................................49
Figura 23 – Micro-durômetro Shimadzu..................................................................................50
Figura 24 – Seção longitudinal de onde as amostras foram retiradas.......................................51
Figura 25 – Deformação provocada nos canais dos corpo de prova.........................................56
Figura 26 – Anel destacado nos canais dos corpos de prova ...................................................57
Figura 27 – Aresta da ferramenta após usinagem de um trecho do corpo de prova com vc =
340m/min ; f=0,4mm/v ; ap=3mm. Desgaste maior ~ 2mm, na aresta principal de
corte....................................................................................................................................58
Figura 28 – Efeitos das médias dos fatores sobre a rugosidade para operações de desbaste....60
Figura 29 – Diagrama de Pareto das variáveis sobre a rugosidade...........................................61
Figura 30 – Gráficos de interação das variáveis sobre a rugosidade........................................61
Figura 31 - Micrografia do núcleo do material em bruto com ataque oxálico e ampliação de
100X...................................................................................................................................64
Figura 32 - Micrografia da superfície usinada de um corpo de prova, com ataque oxálico e
ampliação
de
100X.
Parâmetros
utilizados:
vc=340m/min;
f=0,25mm/v;
ap=3mm.............................................................................................................................65
Figura 33 - Micrografia do núcleo do material em bruto com ataque KOH e ampliação de
500X...................................................................................................................................66
Figura 34 - Micrografia da superfície de um corpo de prova usinado com ataque KOH e
ampliação de 500X. Parâmetros utilizados: vc=80m/min; f=0,25mm/v; ap=2mm; sem
fluido; pastilha 2015..........................................................................................................67
III
Figura 35 - Micrografia da superfície de um corpo de prova usinado com ataque KOH e
ampliação de 500X. Parâmetros utilizados: vc=110m/min; f=0,4mm/v; ap=4mm; com
fluido; pastilha 2015..........................................................................................................68
Figura 36 - Micrografia da superfície de um corpo de prova usinado com ataque behara
modificado e ampliação de 200X. Parâmetros utilizados: vc=80m/min; f=0,25mm/v;
ap=2mm; com fluido; pastilha 2015..................................................................................69
Figura 37 – Aresta de corte com utilização de fluido refrigerante, classe 2015, geometria MM,
vc=80m/min, f=0,25mm/v e ap=4mm........................................................................................70
Figura 38 – Rebarba formada com usinagem de pastilha com entalhe de 0,8mm, sem fluido de
corte, com classe 2015, geometria MM, vc=80m/min, f=0,25mm/v e ap=4mm................72
Figura 39 – Aresta com desgaste aproximado de 0,8mm causado pela usinagem sem fluido de
corte, com classe 2015, geometria MM, vc=80m/min, f=0,25mm/v e ap=4mm.......................72
Figura 40 – Micrografias da pastilha com material aderido, de classe 2015, com geometria
MM, vc=80m/min, f=0,25mm/v e ap=4mm e ampliação de 250X............................................74
Figura 41 – Desgaste nas pastilhas em função do comprimento usinado.................................76
Figura 42 – Vida das arestas das ferramentas para usinagem com casca ininterrupta..............77
Figura 43 – Efeitos da médias dos fatores sobre a rugosidade para operações de
acabamento................................................................................................................................82
Figura 44 – Diagrama de Pareto para os efeitos sobre a rugosidade........................................83
Figura 45 – Gráficos de interação dos efeitos sobre a rugosidade............................................84
Figura 46 – Efeitos da médias dos fatores sobre a força de corte.............................................88
Figura 47 - Diagrama de Pareto para os efeitos sobre a força de corte.....................................89
Figura 48 - Gráficos de interação dos efeitos sobre a força de corte........................................90
Figura 49 - Efeitos da médias dos fatores sobre a força de penetração....................................91
Figura 50 - Diagrama de Pareto para os efeitos sobre a força de penetração...........................91
IV
Figura 51 - Gráficos de interação dos efeitos sobre a força de penetração...............................92
Figura 52 - Efeitos das médias dos fatores sobre a força de avanço.........................................93
Figura 53 - Diagrama de Pareto para os efeitos sobre a força de avanço.................................93
Figura 54 - Gráficos de interação dos efeitos sobre a força de avanço.....................................94
Figura 55 - Gráfico dos efeitos principais para variações nos diâmetros.................................98
Figura 56 - Gráficos de interação dos efeitos sobre as variações nos diâmetros......................98
Figura 57 – Diagrama de Pareto para variações nos diâmetros................................................99
Figura 58 – Gráfico dos efeitos principais para a tensão residual...........................................104
Figura 59 – Diagrama de pareto dos efeitos sobre a tensão residual......................................105
Figura 60 – Gráficos de interação para tensão residual..........................................................106
Figura 61 – Gráfico dos efeitos principais para a classe de pastilha GC1025........................108
Figura 62 – Diagrama de Pareto para os efeitos da classe de pastilha GC1025.....................108
Figura 63 – Gráficos de interações para os efeitos da classe de pastilha GC1025.................109
Figura 64 – Gráficos de contorno para tensão residual com ferramenta de classe GC1025 e
parâmetros altos...............................................................................................................110
Figura 65 – Gráficos de contorno para tensão residual com ferramenta de classe GC1025 e
parâmetros baixos............................................................................................................111
Figura 66 – Gráficos de superfície para tensão residual com ferramenta de classe GC1025 e
parâmetros altos......................................................................................................................112
Figura 67 – Gráficos de superfície para tensão residual com ferramenta de classe GC1025 e
parâmetros baixos...................................................................................................................113
Figura 68 – Perfil de micro dureza do corpo de prova 2 da Tabela 9 (vc =150m/min;
f=0.1mm/v; ap=0,25mm).................................................................................................117
Figura 69 – Perfis de micro-dureza de operações de desbaste – austenita..............................119
Figura 70 - Perfis de micro-dureza de operações de desbaste – ferrita...................................119
V
Figura 71 – Comparação entre as fases ferríticas e austeníticas com ap e f maiores..............120
Figura 72 – Diferenças entre as opções 1 e 2 para análises de micro-durezas........................122
Figura 73 – Diagrama de Pareto para a austenita (maior valor de dureza).............................123
Figura 74 - Diagrama de Pareto para a ferrita (maior valor de dureza)..................................124
Figura 75 – Gráficos dos efeitos principais para a austenita (maior valor de dureza)............125
Figura 76 - Gráficos dos efeitos principais para a ferrita (maior valor de dureza).................125
Figura 77 - Gráficos dos efeitos principais para a média dos maiores valores de micro-dureza
(austenita e ferrita)...........................................................................................................127
Figura 78 – Diagrama de Pareto para a média dos maiores valores de micro-dureza (austenita
e ferrita)............................................................................................................................127
Figura 79 – Gráfico de interações para os valores médios de micro-dureza (Austenita e
ferrita)..............................................................................................................................128
Figura 80 – Difratograma de um corpo de prova usinado com os parâmetros de acabamento
(vc=150m/min,
f=0,2mm/v,
ap=0,5mm,
com fluido
de
corte
e
classe
de
pastilha
GC1025)............................................................................................................................130
Figura 81 – Gráfico de contorno para f=0,2mm/v..................................................................134
Figura 82 – Gráfico de contorno para ap=0,5mm...................................................................135
Figura 83 – Gráfico de contorno para vc =150m/min.............................................................135
Figura 84 – Gráfico de contorno para f=0,1mm/v..................................................................136
Figura 85 – Gráfico de contorno para ap=0,25mm/v..............................................................137
Figura 86 – Gráfico de contorno para vc =110m/min.............................................................137
VI
LISTA DE TABELAS
Tabela 1 – Características do fluido de corte utilizado nos ensaios..........................................31
Tabela 2 – Composição química dos corpos de prova utilizados nos ensaios..........................34
Tabela 3 – Parâmetros utilizados nos ensaios de desbaste .......................................................36
Tabela 4 – Parâmetros mais severos utilizados no desbaste.....................................................37
Tabela 5 – Dados do início dos ensaios com casca ..................................................................41
Tabela 6 – Especificações do transdutor piezoelétrico.............................................................44
Tabela 7 – Principais características do condicionador de sinais Spyder 8..............................45
Tabela 8 – Espaçamentos utilizados entre as medições de micro-dureza.................................52
Tabela 9 – Parâmetros utilizados nos ensaios de acabamento..................................................54
Tabela 10 – Parâmetros mais severos utilizados no acabamento .............................................55
Tabela 11 – Rugosidade para cada trecho usinado dos corpos de prova de desbaste ..............59
Tabela 12 – Vida da ferramenta para a usinagem do material com casca................................75
Tabela 13 – Valores utilizados para usinagem com casca ininterrupta....................................77
Tabela 14 – Valores encontrados para rugosidade superficial nos ensaios de acabamento.....80
Tabela 15 - Valores encontrados para rugosidade superficial nos ensaios de acabamento com
altas velocidades de corte...................................................................................................81
Tabela 16 – Valores médios das forças de corte encontradas nos ensaios................................86
Tabela 17 - Valores médios das forças de corte encontradas nos ensaios com altas velocidades
de corte...............................................................................................................................87
Tabela 18 – Variações encontradas no diâmetro e na temperatura...........................................96
Tabela 19 - Variações encontradas no diâmetro e na temperatura para os ensaios com altas
velocidades de corte...........................................................................................................97
Tabela 20 – Valores de tensão residual encontrados..............................................................103
Tabela 21 – Diferenças entre os valores de tensão residual medidos e calculados.................113
VII
LISTA DE ABREVIAÇÕES E SIGLAS
AISI
American Iron and Steel Institute
ASM
American Society of Materials
ASTM
American Society for Testing Materials
CNC
Computerized Numeric Control
DIN
Deutsches Institut für Normung
DSS
Duplex Stainless Steel
HB
Dureza Brinell
HV
Dureza Vickers
ISO
International Standard Organization
PRE
Pitting resistance equivalent
SDSS
Super Duplex Stainless Steel
UNS
Unified Numbering System
VIII
LISTA DE SÍMBOLOS
ap
Profundidade de corte
Al
Alumínio
C
Carbono
Cl
Cloro
Co
Cobalto
Cr
Cromo
Cu
Cobre
CV
Cavalo vapor
CVD
Chemical vapor deposition
d
parâmetro do reticulado da lei de Braag
d0
parâmetro inicial do reticulado da lei de Braag
E
Módulo de elasticidade
F
Força
Fe
Ferro
Fc
Força de corte
Ff
Força de avanço
Fp
Força de penetração
Fu
Força de usinagem
K
fator constante para o plano de difração escolhido nas medições de tensão
residual
KOH
Hidróxido de potássio
Mg
Magnésio
Mn
Manganês
Mo
Molibdênio
n
Rotações por minuto
N
Nitrogênio
Na
Sódio
Nb
Nióbio
Ni
Níquel
P
Fósforo
IX
Pb
Chumbo
PVD
Physical vapor deposition
Ra
Rugosidade superficial média
rpm
Rotações por minuto
S
Enxofre
Si
Silício
Sn
Estanho
Ti
Titânio
TIN
Nitreto de Titânio
V
Vanádio
vc
Velocidade de corte
W
Tungstênio
Zr
Zircônio
γ
Austenita
δ
Ferrita
θ
Ângulo de refração da lei de Braag
λ
Comprimento de onda dos raios-x da lei de Braag
ψ
Ângulo entre a reta normal à superfície da peça e a reta normal ao plano de
parâmetro “d” da lei de Braag
∆d
Variação do parâmetro do reticulado da lei de Braag
ν
Coeficiente de Poisson
∅
Diâmetro
λ
Coeficiente angular da reta nas medições de tensão residual
σ
Tensão
X
RESUMO
Este trabalho teve por objetivo estudar os efeitos da operação de torneamento na
integridade superficial do aço inoxidável super-duplex ASTM A890 – Gr 6A. O foco do
trabalho foram as operações de acabamento, porém também foram realizados alguns estudos
com operações de desbaste, ambas utilizando planejamentos fatoriais completos com 2 níveis
e 5 fatores. Os ensaios foram realizados em centros de torneamento com ferramentas de metal
duro e tiveram como variáveis: a geometria da ferramenta / classe da pastilha, avanço,
profundidade de corte, velocidade de corte e utilização ou não de fluido de corte. As respostas
estudadas foram: análise microestrutural óptica e por difração de raios-X, medição de forças
através de um dinamômetro piezoelétrico, rugosidade superficial, micro-dureza, tensão
residual através de difração de raios-x e estabilidade dimensional. Os resultados não
mostraram alterações microestruturais no material mesmo nas operações de desbaste que
foram as mais severas. As outras respostas foram correlacionadas com os parâmetros de corte
e a melhor combinação destes foi encontrada para a obtenção da melhor integridade
superficial. O menor avanço (0,1mm/v), a menor velocidade de corte (110m/min) e a maior
profundidade de corte (0,5mm) obtiveram os menores valores para a tensão residual, a menor
rugosidade e o maior valor de micro-dureza. A correlação entre as respostas foi bastante
difícil de ser estabelecida, uma vez que as interações tiveram grande influência nas análises,
porém para algumas combinações estas correlações se mostraram possíveis de serem
estabelecidas.
Palavras-chave: Usinagem; torneamento; aço inoxidável superduplex; integridade superficial;
tensão residual.
XI
ABSTRACT
The objective of this work was to study the effects of the turning operations in the surface
integrity in a super duplex stainless steel (SDSS) ASTM A890-Gr6A. The focus of the work
was the finishing operations but some tests in rough operations were carried out. A complete
factorial planning was used for both, with 2 levels and 5 factors. The tests were conducted on
turning centers with carbide tools and the main input variables were: tool geometry / tool
material class, feed rate, cutting depth, cutting speed and the cutting fluid utilization. The
analyzed answers were: microstructure analysis by optical microscopy and x-ray diffraction,
cutting measurements by a piezoelectric dynamometer, surface roughness, micro-hardness,
residual stress by x-ray diffraction technique and dimensional stability. The results do not
showed any changes in the microstructure of the material, even when the greater cutting
values were used. All the other answers were correlated with the cutting parameters and the
best combination of cutting parameters was founded for the best surface integrity. The smaller
feed rate (0,1mm/v), smaller cutting speed (110m/min) and greater cutting depth (0,5mm)
provided the smaller values for the tension residual stress, the smaller roughness and the
greater micro-hardness. The correlation between all the answers was very difficult to analyze
because there was great interaction between the factors, but for some data groups it was
possible.
Key-words: Machining; turning; duplex stainless steel; surface integrity; residual stress.
1
1. INTRODUÇÃO
Pelo menos uma em cada 5 operações de usinagem é de torneamento (CHANG, 1998).
Tönshoff e König (1994) também citam este processo como um dos mais utilizados na
indústria, com 40% do tempo total gasto em usinagem e 30% com relação ao número de
operações quando comparado com outros processos. Desta forma fica visível a importância da
operação no dia-a-dia das indústrias e torna-se necessário o contínuo melhoramento da
qualidade do processo e do número de informações específicas que não podem ser obtidas no
chão de fábrica. O processo de torneamento também é o mais utilizado na indústria de
bombas, que é uma das principais usuárias do material a ser estudado neste trabalho.
O aço inoxidável super-duplex alia características dos inoxidáveis ferríticos e dos
austeníticos em um só material e desta forma possui maior resistência mecânica e à corrosão
do que os aços inoxidáveis austeníticos convencionais. Existem vários estudos, muitos deles
recentes sobre a metalurgia do material e suas propriedades, porém são poucos os autores que
publicam trabalhos sobre usinagem. Torna-se clara a necessidade de estudos para o superduplex visto que suas propriedades são diferentes das classes de inoxidáveis mais
convencionais e seu uso vem crescendo nos últimos anos.
A integridade superficial é uma medida da qualidade das superfícies usinadas interpretada
em função de elementos que descrevem a estrutura da superfície e do substrato do material.
Geralmente ela é definida pelas propriedades metalúrgicas, químicas e topológicas das
superfícies, como rugosidade, variações de dureza, mudanças microestruturais e tensão
residual (JANG et al., 1996 e MATSUMOTO, LIU; BARASH, 1986). Estas características
tornam-se ainda mais importantes na usinagem de um material de custo mais elevado, como é
o caso neste trabalho. Vários estudos de décadas anteriores tem tratado deste assunto para
2
diversos materiais, porém nenhum específico para o aço inoxidável super-duplex, que é um
material de utilização mais recente. Para se ter uma idéia da necessidade de contribuições
referentes ao material em questão, na data de início deste trabalho (no ano de 2004), apenas
uma empresa no país possuía conhecimento para a fabricação do mesmo. Os fabricantes de
ferramentas também se mostraram bastante interessados no assunto, visto que não há dados de
corte disponíveis para o material, nem tão pouco trabalhos que estudaram a fundo os efeitos
da usinagem no material acabado. Um outro problema que facilmente é notado nos trabalhos
atuais de áreas correlatas, é que os trabalhos de usinagem, por exemplo, não se aprofundam na
análise microestrutural e no detalhamento dos efeitos da usinagem no material, e os trabalhos
de físicos e metalurgistas, em geral, não possuem grande bagagem na área de usinagem. Um
dos desafios deste trabalho é minimizar a distância entre estas duas áreas e tentar
correlacioná-las, na medida do possível. Para tal, pretende-se trabalhar, com as respostas
comuns a usinagem, como rugosidade, forças de corte e desgastes nas ferramentas e com
investigações mais detalhadas no material usinado como tensão residual, micro-dureza,
microestrutura e variações dimensionais.
O objetivo deste trabalho é caracterizar os principais efeitos causados pela usinagem
através da operação de torneamento, no produto final acabado, e estabelecer correlações entre
os parâmetros de corte e suas conseqüências na caracterização em questão, já que a escolha
adequada dos parâmetros de corte é fundamental para se obter produtos com as qualidades
superficiais requeridas (THOMAS; BEAUCHAMP, 2003 e LEE; TARNG, 2000). Também é
objetivo deste trabalho realizar ensaios de operações de desbaste, já que estas podem ter
alguma influência sobre o acabamento final.
Para se atingir os objetivos pretende-se trabalhar com planejamentos fatoriais completos e
variações nas condições de corte, dentro de valores pré-estabelecidos, e posteriores análises
em laboratórios.
3
2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1 - Aço inoxidável duplex (DSS – Duplex Stainless Steel) e super duplex (SDSS –
Super Duplex Stainless Steel)
2.1.1 - A história dos aços inoxidáveis duplex
A microestrutura duplex foi descoberta em 1927, por Bain e Griffiths (NILSSON, 1992 e
STILL, 1994). O primeiro aço inoxidável duplex para fins comerciais foi produzido em 1930,
na Suécia, para ser utilizado na indústria de papel (INTERNATIONAL MOLYBDENNUM
ASSOCIATION, 2001). Ele foi desenvolvido para reduzir a corrosão intergranular,
encontrada nos aços inoxidáveis austeníticos produzidos na época. A patente só foi
conseguida na França em 1936, por Holtzer com um material que continha 18%Cr, 8%Ni, e
2,5%Mo, fabricado em 1933.
Um dos primeiros aços inoxidáveis dúplex produzido para aumentar a resistência à
corrosão sob tensão causada por cloretos (chloride stress corrosion cracking (CSCC)) foi o
3RE60. O AISI 329 se consagrou após a segunda guerra mundial, e foi extensivamente
utilizado para confecção de tubos de trocadores de calor para ácidos nítricos. Nos anos
seguintes sua utilização se estendeu para vasos de pressão e bombas.
Esta primeira geração de aços inoxidáveis possuía boa performance, mas também havia
limitações em conjuntos soldados. A zona afetada termicamente pela solda ficava fragilizada
por causa da ferrita em excesso e da expressiva baixa resistência à corrosão do metal base.
Esta condição confinou a utilização dos DSS em aplicações sem solda, ou seja, em um
número pequeno de aplicações específicas.
Em 1968, com a invenção do refinamento do processo de obtenção de aços inoxidáveis e
descarbonização do oxigênio através do argônio, abriu-se a possibilidade de novos tipos de
4
aços inoxidáveis, com adição de nitrogênio e um elemento de liga (DAVIDSON;
REDMOND, 1991). Esta adição propiciou melhorias na zona termicamente afetada pela
solda.
A partir de 1970, a segunda geração de DSS foi definida pela adição de nitrogênio,
coincidindo com o desenvolvimento das plataformas de gás e petróleo e da necessidade de
aços inoxidáveis com excelente resistência aos cloretos, boa manufaturabilidade e alta
resistência mecânica. O DSS 2205 foi o carro chefe da segunda geração de aços inoxidáveis e
foi extensivamente utilizado em tubos e nas plataformas, permitindo diminuição na espessura
das paredes e, conseqüentemente, no peso, devido a sua elevada resistência mecânica.
2.1.2 - Generalidades
Os aços inoxidáveis duplex são caracterizados por uma estrutura mista, em partes
aproximadamente iguais de austenita (γ - cfc) e ferrita (δ - ccc) (MARTINS; CASTELETTI,
2005). Embora não definido formalmente, é geralmente aceito que a fase menor exista em
pelo menos 30% de volume no material (DAVIDSON; REDMOND, 1991). Esta estrutura é
obtida através de análise química controlada e tratamento térmico balanceado (CHARLES,
1995a). A composição química baseada em altos teores de cromo e molibdênio, melhora a
resistência à corrosão intergranular e ao pitting, respectivamente.
Os aços inoxidáveis, para serem considerados duplex, necessitam ter um valor de
resistência equivalente à corrosão por pitting (PRE – Pitting resistance equivalent) maior que
20. Já os aços super-duplex devem apresentar um valor de PRE maior que 40. Para se ter uma
5
idéia do que este crescimento de praticamente “20” na escala PRE significa, realizando um
ensaio de corrosão em solução de cloreto férrico saturada em 6% a 50°C durante 72h, de
acordo com norma ASTM G48, um duplex (ASTM A890, grau 3A) perde 145g/m², enquanto
que um super duplex (ASTM A890, grau 6A) perde apenas 0,2g/m².
O PRE pode ser calculado em função da porcentagem de alguns elementos presentes na
composição química do material, conforme Equação 1 (NILSSON, 1992).
PRE = Cr (%) + [3,3 x (%) Mo ] + [16 x (%) N ]
(1)
O valor do PRE dos grãos de ferrita e austenita é diferente devido à quantidade de
nitrogênio. O valor de PRE da austenita aumenta com a quantidade de nitrogênio, enquanto
que o PRE da ferrita permanece praticamente o mesmo para o aumento do nível de nitrogênio.
Os aços inoxidáveis duplex possuem tensão de escoamento em torno de duas vezes o
valor de um aço inoxidável austenítico sem adição de nitrogênio (INTERNATIONAL
MOLYBDENUM ASSOCIATION, 2001).
A resistência à corrosão de um aço inoxidável super-duplex é equivalente àquela atingida
pela classe dos “super-austeníticos”, que contém 5-6% de Molibdênio (CHARLES, 1995b).
Os principais campos de utilização de DSS e SDSS são (NILSSON, 1992):
Indústrias de óleo e gás: trocadores de calor, e tubos para produção e manuseio de gás
e óleo;
Indústria química: vasos de pressão, tubos e tanques para o processamento e
transporte de produtos químicos;
Indústria petrolífera: vasos de pressão, tanques e tubos no processamento de produtos
com cloreto;
6
Indústria de papel e bombas: rotores, ventiladores, eixos e roletes, onde materiais com
alta resistência à corrosão por fadiga necessitam ser utilizados;
Devido ao alto PRE, em implantes em humanos (PEREZ, 2004);
Suas principais características são (AVESTA POLARIT, 2002):
Elevada resistência mecânica;
Alta resistência ao pitting;
Alta resistência à corrosão por fadiga e erosão;
Alta resistência à corrosão em meio a cloretos;
Alta resistência à fadiga;
Baixa expansão e maior condutibilidade térmica do que os aços austeníticos;
Boa soldabilidade;
Alta absorção de energia;
Comportamento magnético;
Em 1995, conforme cita Charles (1995a) 30% dos projetos que necessitavam de aços
inoxidáveis com maior resistência à corrosão que um AISI 316, eram realizados com DSS.
Acredita-se que este número seja maior nos dias de hoje. Os DSS com relação aos aços
inoxidáveis austeníticos, apresentam diversas vantagens, sendo as principais:
Maior resistência à corrosão sob tensão em cloretos;
Maior resistência à corrosão por pitting;
7
Em geral possui tensão de ruptura superior a duas vezes, e com apenas metade da
quantidade de níquel presente nos austeníticos, sendo menos sensível ao alto custo
deste elemento. (DAVIDSON; REDMOND, 1991 e BERGLUND; WILHELMSSON,
1986).
Seu uso é limitado para aplicações até 315°C, porque a ferrita presente nos DSS são
susceptíveis a fragilização a 475°C (DAVIDSON; REDMOND, 1991). Já Adhe et al. (1996),
sugerem que a temperatura superior de trabalho não deve ultrapassar 250°C, e que a
temperatura mínima de –50°C também deve ser respeitada. Charles (1995a), sugere 280°C
como a máxima temperatura de trabalho.
Still (1994) cita que os custos da substituição de aço ao carbono por DSS apresenta
grandes ganhos, depois dos quatro primeiros anos de uma instalação offshore, visto que o aço
ao carbono deve ser substituído de seis em seis meses neste caso. A Figura 1 ilustra este
estudo.
As designações ou nomenclaturas para os aços inoxidáveis são complicadas devido à
proliferação de sistemas competitivos ou dos nomes comerciais utilizados pelos fabricantes de
aço. O sistema ainda mais utilizado é o especificado na American Iron and Steel Institute
(AISI). Mais recentemente, o Unified Numbering System (UNS) para identificação de
materiais metálicos, incluindo aços inoxidáveis, foi introduzido. O UNS procura utilizar a
porção numérica do sistema AISI, facilitando o reconhecimento e, na ausência desta, a
especificação numérica da American Society for Testing and Materials (ASTM). (KRABBE;
DINIZ, 2004).
8
Custo acumulativo (1000 unidades)
Base: Custo inicial para 1000
unidades de aço ao carbono
Tempo (anos)
Figura 1 – Comparação dos custos acumulados na utilização de um aço ao carbono (CS) e um DSS em
uma instalação offshore (STILL, 1994)
2.1.3 - Principais elementos de liga de um aço inoxidável
Os aços inoxidáveis, de uma maneira geral, podem ser classificados em cinco grupos
principais: austeníticos, martensíticos, ferríticos, endurecíveis por precipitação e duplex. Em
todos os grupos predomina a quantidade de cromo maior que 11%, porém outros elementos
são adicionados a fim de se conseguir o controle do balanceamento estrutural e a definição
das características de corrosão e resistência mecânica. A seguir estão listados os elementos
normalmente adicionados e suas respectivas implicações nas características da liga
(SEDRIKS, 1996):
Cr (cromo): A resistência à corrosão possui uma dependência direta com o teor
presente deste elemento. Quanto maior o teor de cromo contido na liga, maior é a
resistência à corrosão do aço. O cromo livre em solução sólida na matriz do material
9
combina-se com o oxigênio do ar possibilitando a formação da película oxida passiva,
protegendo o material contra os agentes corrosivos;
Ni (níquel): O níquel altera a estrutura cristalográfica da liga, conferindo maior
ductilidade, e tornando o aço não magnético. Além disso, associado ao cromo,
favorece o aumento da resistência à corrosão;
Mo (Molibdênio): Combinado com o cromo, ele tem grande ação na estabilidade do
filme de passivação, na presença de cloretos. Sua ação também é muito importante
para o aumento da resistência à corrosão por pitting (PANOSSIAN, 1993);
C (carbono): causa endurecimento e aumento na resistência mecânica da liga. Porém,
associado ao cromo prejudica a resistência à corrosão. É estabilizador da austenita;
Ti (titânio) e Nb (nióbio): Apresentam uma importante função na manutenção da
inoxidabilidade. Evitam a ocorrência da combinação do carbono com o cromo,
evitando assim perda de resistência à corrosão;
W (tungstênio): Melhora a resistência à corrosão ao pitting e em geral em quantidades
de 1~3% melhora a resistência do material ao surgimento da fase σ (que será descrita
posteriormente);
N (Nitrogênio): Juntamente com o cromo e molibdênio, é usado para propiciar maior
resistência à corrosão. Adições de nitrogênio entre 0,1% e 0,3% aumentam
significativamente a resistência à corrosão por pitting. Estudos em uma liga Fe-25Cr5Ni-2,4Mo-3Cu mostram que a adição de 0,1% de nitrogênio aumenta o potencial de
pite em uma solução 3% NaCl a 30°C. A adição de nitrogênio aumenta a resistência à
corrosão da fase austenítica e reduz a partição do cromo, mantendo altos teores de
cromo na austenita. Por esse motivo o aumento da resistência a corrosão é bastante
significativo (MAGNABOSCO, 2001).
10
De todos os citados, os principais elementos de um aço inoxidável duplex são o cromo e o
níquel (ADVANCED MATERIALS & PROCESSES, 1998).
2.1.4 - Estrutura de um aço inoxidável duplex
Além da ferrita (δ) e austenita (γ) algumas fases secundárias podem se formar entre 300 e
1000°C. Estas aparecem essencialmente em conseqüência da instabilidade da ferrita. As
seguintes fases podem ser observadas (NILSSON, 1992):
Fase σ - Esta fase aparece com mais freqüência em aços super-duplex do que nos
duplex. Análises químicas quantitativas mostraram que cromo, molibdênio e silício
são ricos em fase σ, e como estes elementos estão presentes em maior quantidade nos
aços super-duplex, são mais susceptíveis a sua formação. De todas as fases que serão
descritas a seguir, esta é a mais importante devido a seu drástico efeito na tenacidade e
na resistência à corrosão do material (LI; WU; RIQUIER, 1994 e ADHE et al., 1996).
A precipitação da fase σ, geralmente ocorre na tripla junção ou nos contornos das
fases ferrita/austenita, e ela gera aumento de resistência mecânica, porém causa grande
fragilização, com redução de ductibilidade e tenacidade à fratura. Sua presença
também prejudica claramente as propriedades mecânicas e significativamente a
resistência à corrosão do material. (LOPEZ; CID; PUIGGALI, 1999) A fase σ é
bastante dura, porém quebradiça e por este motivo, sua presença em apenas 1% na
11
estrutura do material, pode causar uma diminuição de 50% na energia de resistência ao
impacto, e como esta fase é muito rica em cromo, o restante do material tem sua
quantidade diminuída, baixando a resistência à corrosão. (SWENS; KOLSTER, 1991).
α’ – A precipitação de fase α’ é explicada como sendo o resultado de um processo de
segregação que ocorre na ferrita delta, gerando dois compostos distintos. Um deles é
rico em ferro e apresenta características magnéticas, enquanto que o outro apresenta
elevados teores de cromo e não é magnético. A estes compostos foram dados os nomes
respectivos α e α’. (VRINAT; COZAR; MEYZAUD, 1986). O aparecimento desta
fase provoca o aumento da temperatura de transição dúctil-frágil, o aumento
exagerado do limite de escoamento e dureza e a diminuição dos valores de
alongamento, resistência ao impacto e tenacidade. Baseado nesta situação denominase fragilização dos 475°C, a perda de propriedades mecânicas do aço devido à
precipitação desta fase (FEDELE, 2001).
Nitretos de cromo – Com o aumento do nitrogênio como um elemento de liga,
principalmente nos SDSS, a precipitação de Cr2N na faixa de temperaturas de 700 a
900°C se torna mais importante. Ela pode aparecer nos contornos de grão δ/δ ou γ/δ e
ocorre devido à supersaturação do nitrogênio em ferrita, quando ocorre rápido
resfriamento na solução que estava em alta temperatura. A formação destes nitretos
pode influenciar a resistência à corrosão ao pitting.
Austenita secundária – a decomposição de ferrita em austenita pode ocorrer em uma
larga faixa de temperaturas. Este fenômeno é explicado pelo fato de que o DSS é
temperado a temperaturas muito altas, na qual a fração de δ é maior. Podem aparecer
três mecanismos, (além da transformação direta de ferrita para austenita em
temperaturas muito altas), em que a austenita pode se precipitar em ferrita: a) Através
de uma reação eutetóica ⇒ δ → σ → γ; b) Como precipitação de Widmannstätten; c)
12
Pelo processo de cisalhamento martensítico. A austenita secundária formada no
contorno de grãos δ/γ é pobre em cromo, principalmente quando da presença de Cr2N.
Isto explica porque a corrosão por pitting ocorre nestas áreas. Palmer, Elmer e Babu
(2004) durante o estudo da precipitação de fases durante a soldagem, também notaram
que durante o aquecimento de um aço dúplex, a austenita se decompõe em ferrita, e no
resfriamento a fase ferrítica em alta temperatura é transformada novamente em
austenita.
Os
mesmos
autores
também
perceberam
que
durante
o
aquecimento/resfriamento durante a soldagem, o níquel e o nitrogênio foram
particionados à fase austenítica, enquanto que o cromo e o molibdênio à fase ferrítica.
Fase χ - Embora esta fase possa aparecer entre 700 e 900°C, ela é menos comum que
a fase σ. A fase χ tem efeito adverso na tenacidade e nas propriedades de corrosão,
mas seus efeitos são difíceis de separar daqueles causados pela fase σ, uma vez que
estas aparecem juntas.
Fase R – Esta corresponde a uma fase intermetálica, rica em molibdênio, com uma
estrutura critalina hexagonal (MACHADO, 1999). Seu aparecimento pode diminuir a
tenacidade do material, assim como a temperatura crítica ao pitting. Ela pode ser
intergranular ou intragranular, na qual a primeira tem maior efeito na corrosão por
pitting. A fase “R” pode aparecer tanto em aços DSS como em SDSS.
Fase π - Esta fase é encontrada no meio dos grãos e como a fase “R”, contribui para a
fragilização e corrosão por pitting nos materiais aquecidos a ~600°C.
Carbonetos – Os carbonetos são menos importantes nos SDSS do que nos DSS,
devido à baixa quantidade de carbono (0,01-0,02%). Nos DSS principalmente, estes
podem aparecer em duas formas, que podem se formar a temperaturas de 950-1050°C
13
e abaixo de 950°C. Eles predominantemente são formados nos contornos de grãos δ/γ,
mas também podem se precipitar nos contornos δ/δ e γ/γ.
Temperatura (°C)
A Figura 2 ilustra um “Diagrama TTT” para o aço inoxidável super duplex SAF2507.
Tempo (h)
Figura 2 – Diagrama TTT do aço inoxidável super duplex SAF 2507 (NILSSON, 1992)
Um dos objetivos deste trabalho será observar se durante as operações de desbaste que
podem atingir temperaturas superiores (porém por um curto período de tempo) àquelas
descritas no detalhamento das precipitações de fases, pode ocorrer o aparecimento de alguma
das fases descritas até o momento e com isso influenciar a qualidade da peça acabada.
14
2.2 - Usinagem de aço inoxidável
2.2.1 - Generalidades
Os aços inoxidáveis em geral apresentam comportamentos diferentes na usinagem,
quando comparado com outros aços. Ela é principalmente caracterizada por:
Altas
taxas
de encruamento, que induzem
modificações
mecânicas
e
comportamento heterogêneo nas superfícies geradas, e que levam à instável
formação de cavacos e vibrações (SAOUBI et al., 1999);
Baixa condutibilidade térmica (KORKUT et al., 2004). A condução de calor
corresponde a aproximadamente ¼ do valor encontrado na usinagem de um aço
comum (NEVES et al., 2003). Desta forma o calor se propaga menos para o
material de trabalho ou cavacos e se concentra mais nas arestas de corte da
ferramenta;
Alta resistência à fratura, resultando em altas temperaturas, difícil quebra de
cavacos e conseqüentemente baixa qualidade superficial (JANG et al., 1996);
Elevados valores de resistência mecânica e ductibilidade (CHANG; TSAI, 2003);
Aresta postiça de corte que, de forma diferente dos aços convencionais, pode
aparecer em velocidades de corte mais altas, devido a sua alta resistência à fratura,
e altas taxas de encruamento (JIANG et al., 1996);
Alto desgaste das ferramentas, devido às altas forças de corte, e freqüentemente
pequenos pedaços de material são removidos da ferramenta, devido à alta adesão
na superfície de saída, levando consigo fragmentos da ferramenta (KORKUT et
al., 2004);
15
Alto coeficiente de dilatação térmica, o que torna difícil a manutenção de
tolerâncias apertadas e alto coeficiente de atrito, que tem como conseqüência, o
aumento do esforço e do calor gerado (DINIZ; MARCONDES; COPPINI, 2001).
Os principais problemas encontrados na usinagem de aços inoxidáveis devido à
dificuldade do corte do material são: desgaste da ferramenta, pior acabamento superficial,
cavacos longos e baixas velocidades de corte (MACHADO et al., 2003). O pior acabamento
superficial deve-se fundamentalmente ao encruamento do material durante a usinagem (O’
SULLIVAN; COTTEREL, 2002). A adesão à ferramenta durante o corte é mais pronunciada
do que em outros materiais e este fato pode ser facilmente comprovado, pois mesmo depois
do corte terminar muitos cavacos ficam aderidos à superfície da ferramenta (FANG; ZHANG,
1996). Trent e Wright (2000) citam que o uso de ferramentas afiadas e grandes avanços são
duas recomendações importantes para prevenir danos às ferramentas causados pelo
encruamento resultante da usinagem destes materiais. Os mesmos autores também citam que
o objetivo a ser cumprido na usinagem dos aços austeníticos é não causar aumento do
encruamento da superfície, devido à sucessivas passadas da ferramenta nas operações de
desbaste. Do ponto de vista da usinabilidade, a característica mais importante é o encruamento
(DOLINSEK, 2003).
Além das características comentadas até agora, Lin (2002) também cita que os aços
inoxidáveis reagem com a maioria dos materiais utilizados na fabricação de ferramentas, em
altas velocidades. Apesar das características apresentadas até o momento serem bastante
comuns na usinagem de aços inoxidáveis, a usinagem destes materiais não pode ser
totalmente generalizada. Devido à grande variedade, a usinagem pode ser pior, ou melhor, de
acordo com a microestrutura, dureza e teor de elementos de liga, sabendo-se que a
microestrutura afeta a usinagem em maior escala do que a dureza (CHUMBINHO; ABRÃO,
16
2002). Como exemplo, Bletton, Duet e Heritier (1990) citam que a estrutura bifásica dos aços
inoxidáveis duplex, contribuem para induzir vibrações durante o corte do material,
aumentando ainda mais os problemas citados até o momento e contribuindo para a diminuição
da vida da ferramenta.
As dificuldades na usinagem de aço inoxidável duplex tendem a aumentar, pois a
usinabilidade do material freqüentemente é comparada com seu PRE (PARO; HÄNNINEN;
KAUPPINEN, 2001). Devido à grande quantidade de austenita, nitrogênio e elementos
ligantes, a usinabilidade deste material tende a diminuir rapidamente. Outro fator que
contribui para as dificuldades na usinagem e no estudo deste material, é a estrutura bifásica,
conforme anteriormente citado. Além das fases estarem aleatoriamente distribuídas, no caso
de um material fundido, cada fase possui características e propriedades diferentes e cada uma
contribui de maneira diferente para a formação de cavaco e retirada de material durante o
corte.
Apesar dos motivos expostos, alguns autores citam que os austeníticos são piores para
usinar, conforme Chumbinho e Abrão (2004).
2.3 - Esforços de corte
Segundo Ferraresi (1977), a força de usinagem (Fu) é a força total que atua sobre a cunha
cortante da ferramenta durante a usinagem. Não se trabalha diretamente com a força de
usinagem, devido à dificuldade em conhecer sua direção e sentido, e sim com suas
17
componentes segundo diversas direções conhecidas. A Figura 3 ilustra as decomposições da
força de usinagem. As três principais e que comumente podem ser medidas são:
Força de corte (Fc): Projeção da Fu sobre a direção de corte;
Força de avanço (Ff): Projeção da Fu sobre a direção de avanço;
Força de profundidade ou penetração (Fp): Força perpendicular ao plano de
trabalho;
Figura 3 – Força de usinagem e suas componentes no processo de torneamento (DINIZ;
MARCONDES; COPPINI, 2001)
Para analisar uma operação de usinagem, certas observações devem ser feitas, antes,
durante e depois da remoção do material. O número de observações que podem ser feitas
durante a usinagem é limitado, e uma das mais importantes medições é a determinação das
componentes da força de usinagem (SHAW, 2005).
18
A medição dos esforços de corte é necessária para contribuir para o entendimento do
processo de usinagem. Delijaicov (2004) encontrou uma correlação entre a força de
penetração e a tensão residual induzida em materiais endurecidos durante o torneamento.
Sikdar e Chen (2002) encontraram uma correlação entre as forças de corte e a área de
desgaste tridimensional de flanco na usinagem de um aço AISI 4340 e outros pesquisadores
também correlacionaram desgaste com o monitoramento das forças, e dentre eles, cita-se
Choudhury e Kishore (2000) e Elbestawi, Papazafiriou e Diu (1991). Vários pesquisadores
(EE et al., 2002, PARAKKAL et al., 2002, LEE; TARNG; LII, 2000) trabalharam com
desenvolvimento de modelos matemáticos que possam prever o comportamento das forças
durante a remoção de material e em todos os casos é necessário que haja a validação prática
dos modelos através da medição de forças. Risbood, Dixit e Sahasrabudhe (2003)
correlacionaram os esforços de corte com a rugosidade superficial e com a vibração da
máquina no processo de torneamento.
Enfim, as forças de corte determinam parcialmente o processo de usinagem e por isso nos
últimos anos tem-se dado bastante atenção a este assunto (LIN; LEE; WU, 2001).
Estes fatos justificam a medição das forças de corte neste trabalho e espera-se que estes
dados possam ajudar a compreender o fenômeno de usinagem no aço inoxidável super duplex.
2.4 - Tensão residual
A demanda pela fabricação de produtos de alta qualidade foca sua atenção nas propriedades
superficiais das peças, especialmente na tensão residual das superfícies usinadas, devido aos
19
seus efeitos no desempenho dos componentes, longevidade e confiabilidade (JANG et al., 1996
e SAOUBI et al., 1999). Muitas falhas produzidas por fadiga, creep e corrosão sob tensão,
invariavelmente se iniciam na superfície dos componentes e dependem grandemente da
qualidade desta. Portanto é de extrema importância caracterizar a influência das condições de
usinagem na superfície das peças (SAUVAGE et al. 2003). Além disso, as tensões residuais
podem causar deformações, acelerar transformações de fase e processos de corrosão
(GUIMARÃES, 1990). A tensão residual em uma superfície usinada é um dos fatores cruciais
na determinação da qualidade superficial.
Tensão residual é definida como a tensão que existe em um corpo elástico depois de
removidas as cargas externas, e a usinagem envolve grandes deformações plásticas com altas
taxas de deformação (JANG et al., 1996). Já El-Axir (2002) a define como o resultado de
vários eventos mecânicos e térmicos que ocorrem na superfície do material durante a usinagem.
As tensões residuais podem ser de compressão na superfície da peça e de tração no
substrato ou vice-versa. Tensões residuais de compressão geralmente aumentam a vida da peça,
pois reduzem a tensão de tração de trabalho e conseqüentemente a nucleação de trincas. Já as
tensões residuais de tração aumentam as tensões de tração de trabalho e podem levar a falhas
prematuras dos componentes. Sigwart e Fessenmeyer (1995 apud EL-AXIR, 2002) mostram
que para corpos de prova de aço DIN 42CrMo4 que apresentaram tensão residual de
compressão superior a 600MPa, o limite de vida à fadiga aumentou em média 30%.
Segundo Capello et al. (1999) os principais fatores que afetam a tensão residual no processo
de torneamento, são a velocidade de corte e o ângulo de saída primário que estão diretamente
ligados aos fenômenos térmicos e aos campos de deformação, respectivamente. Já Liu e Barash
(1976b), mostraram que os maiores fatores influenciadores são: profundidade de corte, desgaste
de flanco e comprimento do plano de cisalhamento.
20
Shaw (2005), mostra na Figura 4 a origem da tensão residual de tração em um material
dúctil durante a usinagem.
Um elemento “mn” no nível da superfície acabada é sujeito à tensão de compressão antes
de atingir a aresta de corte. No caso de um material dúctil, grande quantidade de energia de
deformação será estocada no elemento “mn” e assim que a ponta da ferramenta passar por esta
superfície a energia será liberada. Se a energia de deformação é suficientemente alta (grande
espessura de cavaco sem deformação e ferramenta com desgaste) e rapidamente descarregada
(alta velocidade de corte), a expansão de “mn” com a passagem da aresta da ferramenta pode se
exceder, resultando em uma tensão residual de tração. Este valor de tensão de tração diminui
com o aumento da profundidade abaixo da superfície, e é mais pronunciado para as ferramentas
desgastadas ou com um pequeno ângulo de folga (SHAW, 2005). A origem das tensões
residuais é predominantemente mecânica, embora as tensões térmicas também influenciem
(LIU; BARASH, 1976b).
Figura 4 – Carregamento e descarregamento nas superfície do metal quando da passagem na ponta da
ferramenta (SHAW, 2005)
21
As tensões térmicas no caso do aço inoxidável duplex tornam o estudo um pouco mais
complicado, devido ao diferente coeficiente de expansão térmica de cada fase do material.
Johansson, Odén e Zeng (1999), estudaram a tensão residual em cada fase de aço inoxidável
duplex
após
deformação
mecânica
e
aquecimento.
Os
resultados
mostraram
predominantemente tensões de tração e compressão nas fases austeníticas e ferríticas,
respectivamente.
2.4.1 - Métodos para medições das tensões residuais
Existem diversas formas de se obter os valores de tensão residual. Ya et al. (2003) citam o
método dos furos (que data da época de 1930), inferometria a laser, inferometria holográfica e a
inferometria de Moiré utilizadas em seu trabalho. Brinksmeier et al. (1982) citam vários
métodos, como extensômetros, métodos magnéticos, eletromagnéticos e ultrassônicos. Lindgen
e Lepistö (2003) citam que atualmente os dois métodos mais utilizados são o dos furos e por
difração de raios-x, sendo esta última a mais utilizada. Martins et al. (2004) citam que o método
por difração de raios-x apresenta os melhores resultados, quando comparado com o método
micromagnético e o método do furo cego incremental.
Através da técnica de difração de raios-x, a deformação causada na superfície é obtida pela
medida ∆d/d0, que fornece a razão da variação da distância interplanar pela distância
interplanar livre de deformação, e é convertida em tensão, segundo equações derivadas da
teoria da elasticidade (LIMA, 1991), ou seja, a variação no retículo cristalino induzida pela
22
presença de tensões, é medida com base na lei de Bragg e as tensões são calculadas assumindose que a distorção ocorre no regime linear elástico. É uma técnica não destrutiva, que devido à
forte absorção dos raios-x pela matéria, é limitada as camadas superficiais onde estes percorrem
distâncias da ordem de 10µm (MARTINS et al., 2004). O método é descrito com mais detalhes
a seguir.
O método por difratometria de raios-x, mede o parâmetro “d” do reticulado do corpo de
prova e calcula as respectivas deformações ali existentes. A Figura 5 ilustra esta condição.
Desta forma, somente a parte elástica do campo de deformações é medida, uma vez que a
deformação plástica não afeta os parâmetros cristalinos.
Figura 5 – Difração de raios-X em cristais simples carregados e descarregados (BRINKSMEIER,
1982)
23
A difração de raios-x é descrita como uma reflexão seletiva segundo certos planos
cristalográficos, de acordo com a Equação 2, conhecida como lei de Braag (BRINKSMEIER,
1982).
λ = 2d sen θ
(2)
Na equação anterior:
d = parâmetro do reticulado
θ = ângulo de refração
λ = comprimento de onda dos raios-x
A derivada da expressão de Bragg indica que:
∆ d cos θ
+
. ∆θ = 0
d
sen θ
(3)
ε = − ∆ θ . cotg θ
(4)
∆ θ = θ com tensão
− θ sem tensão
(5)
Medindo-se ∆θ pode-se calcular a deformação ε e conseqüentemente a respectiva tensão
residual.
Utilizando-se difração de raios-x, os principais métodos utilizados são:
24
-
Método do sen² ψ;
-
Método de Glocker ou método do 0 - 45°;
-
Método de Schall ou método da única incidência;
-
Método θ - 2θ;
-
Método θ ou método do eixo fixo.
Neste trabalho será utilizado o método sen² ψ, descrito a seguir.
2.4.1.1 - Método do sen² ψ
Segundo Guimarães (1990), esta técnica é utilizada e recomendada quando se deseja
grande precisão nas medidas e quando a amostra apresenta certo grau de textura. Na Figura 6
pode-se observar os princípios do método do sen² ψ (ψ é o ângulo entre a reta normal à
superfície da peça e a reta normal ao plano de parâmetro “d”). Para cada orientação ψ, certos
planos cristalográficos se colocam em posição de difração, conforme se observa através das
Figuras 6 e 7. A penetração dos raios-x é extremamente rasa (<10 µm), portanto a condição de
estado plano de tensões é assumida na camada da superfície de difração (PREVÉY, 1996).
25
Figura 6 – Estado plano de tensões (PREVÉY, 1996)
Figura 7 – Elipsóide de deformações (PREVÉY, 1996)
As direções principais das figuras anteriores podem ser dadas pelas Equações 6 a 8.
α 1 = cos φ . sen ψ
(6)
α 2 = sen φ . sen ψ
(7)
α 3 = cos ψ = (1 − sen 2 ψ )
(8)
26
A lei de transformação do tensor de deformações em relação às direções principais é
escrita por:
ε = α 12 .ε 1 + α 22 .ε 2 + α 32 .ε 3
(9)
Onde:
εi =
1
. σ i − ν (σ j + σ k
E
[
]
(10)
i , j , k = 1, 2,3
Transformando, obtem-se:
εi =
∆d  1 + ν 
ν 
2
=
.σ φ . sen ψ −  .(σ 1 + σ 2 )
d
 E 
E
(11)
Onde:
σ φ = σ 1 cos 2 φ + σ 2 sen 2 φ
(12)
Derivando-se a expressão de ε em relação a sen² ψ, obtem-se:
 ∆d 
∂

E
d 

σφ =
.
(1 + ν ) ∂ sen 2 ψ
(
)
(13)
27
E substituindo-se a lei de Bragg, obtem-se:
σφ =
E
π
∂ (2θ )
.
.cotg θ .
2(1 + ν ) 180
∂ sen 2 ψ
(
)
(14)
Ou ainda:
σ φ = − K .λ
λ=
∂ (2θ )
∂ sen 2 ψ
(
(15)
)
(16)
Onde:
K é um fator constante para o plano de difração escolhido, (tabelado e no caso de um aço
inoxidável duplex, utiliza-se o valor correspondente à ferrita = –30,33 MPa)
λ é o coeficiente angular da reta 2θ - sen² ψ, obtida pela plotagem das variações dos ângulos
de difração 2θ com as variações dos ângulos de incidência dos raios-x, conforme Figura 8.
Figura 8 – Gráfico 2θ - sen² ψ
28
O método consiste em variar o ângulo ψ de –60° a +60°, em incrementos de 10°, obter os
respectivos ângulos de difração e traçar uma reta por regressão, pelo método dos mínimos
quadrados, através destes 13 pontos. No caso deste trabalho serão traçadas duas retas, cada
uma com 7 pontos.
O procedimento básico para a determinação da tensão residual utilizando o método do
sen² ψ é o seguinte (GUIMARÃES, 1990):
-
Determinar a posição 2θ do pico de difração de um determinado conjunto de planos
(h, h, l) nas várias orientações ψ da amostra escolhida para a medida;
-
Converter os valores de 2θ obtidos nos correspondentes valores dos espaços
interplanares;
-
Plotar a deformação ∆d/d versus sen² ψ;
-
Determinar a inclinação “m” da reta obtida;
-
Utilizar a Equação 15 para a obtenção da tensão;
29
3. MATERIAIS E MÉTODOS
A realização dos ensaios seguiu três fases distintas:
1a) Operações de desbaste: teve por objetivo identificar possíveis alterações
microestruturais nos corpos de prova, e análises de rugosidade (apesar de não ser uma
variável importante em operações de desbaste optou-se por sua análise e futuras comparações
com os ensaios de acabamento);
2a) Operações de remoção da casca do material: Diferentes classes e geometrias de
ferramentas foram utilizadas com diferentes parâmetros de usinagem para iniciar o estudo da
vida dos insertos, já que este tipo de informação não é fornecida nem para os aços
convencionais mais utilizados no dia-a-dia do chão de fábrica;
3a) Operações de acabamento: Estes ensaios foram o foco do trabalho. Foram realizadas
várias réplicas em diferentes condições (descritos a seguir) e as respostas analisadas foram:
esforços de corte, rugosidade, análises microestruturais por microscopia óptica e por difração
de raios-x, tensão residual, variação dimensional e micro-dureza;
Os itens a seguir descrevem todos os equipamentos e métodos utilizados em cada uma
destas três etapas.
30
3.1 - Operações de desbaste
3.1.1 – Equipamentos e materiais utilizados
Os seguintes equipamentos foram utilizados para nesta parte dos ensaios:
Centro de torneamento: Romi Multiplic 35D. A Figura 9 apresenta a máquina.
Potência: 15CV
Rotação máxima: 3000rpm
Dimensões:
diâmetro sobre o barramento: 520mm
diâmetro sobre o carro transversal: 260mm
Figura 9 – Centro de Torneamento Romi Multiplic 35D
Fluido de corte: Castrol PS04002, fluido solúvel ecológico, biodegradável de base
vegetal, com as características, apresentadas na Tabela 1.
31
Tabela 1 – Características do fluido de corte utilizado nos ensaios
Densidade à 20/24°C (concentrado)
0,925/0,955
Aparência do concentrado
Líquido oleoso âmbar
Fator Refratômetro
1,9
Aparência (emulsão a 10%)
Leitosa e estável
PH (solução a 10%)
9,0/9,5
Corrosão DIN51360/2 (5%)
0/0
Corrosão em lâmina de alumínio (10%)
Sem manchamento ou perda de brilho
A concentração utilizada foi de 6% em água, em abundância através de uma saída logo
acima do suporte da ferramenta, conforme ilustra a Figura 10.
Figura 10 – Utilização do fluido de corte em abundância
Pastilha 1D: CNMG 120412-MR – GC2015 (M15, P25); Optou-se pela escolha de um
raio de 1,2mm para que a ferramenta pudesse ter grande resistência, principalmente
quando da usinagem do material com casca. Este tipo de raio pode ser perfeitamente
utilizado em diversas aplicações, principalmente com peças de dimensões médias e
grandes. A Figura 11 apresenta os ângulos das geometrias MR e MM. A geometria
32
MR é um inserto mais voltado ao desbaste, em operações que necessitam de uma
aresta de corte muito resistente. A geometria MM é a escolha básica, com
versatilidade maior e pode ser utilizada desde operações de acabamento até desbaste.
O item “A” mostra os ângulos na ponta da ferramenta e o item “B” na aresta principal
de corte.
Figura 11 – Ângulos das geometrias MM e MR [SANDVIK COROMANT, 2002b]
A Figura 12 mostra o campo de utilização dos parâmetros de corte das geometrias MM,
MR e MF que será utilizada posteriormente nas operações de acabamento.
Figura 12 – Avanço e profundidade de corte recomendados para as geometrias MM, MR e MF
[SANDVIK COROMANT, 2002b]
33
Pastilha 2D: CNMG 120412-MM – GC2015. A classe 2015, consiste de uma
cobertura CVD TiCN e Al2O3-TiN de 9 µm em um substrato com uma zona gradiente
próxima à superfície. Ela oferece uma excelente adesão com alta resistência ao
desgaste, boa resistência a desgaste por difusão e à deformação plástica em altas
temperaturas, reduz a fricção e conseqüentemente a formação de arestas postiças
[SANDVIK COROMANT, 2002a];
A geometria CNMG foi escolhida por apresentar insertos robustos bastante utilizados
em operações de desbaste e permitir a usinagem de rebaixos a 90°, pois apresenta ângulo
de posição = 95°.
Suporte: DCLNR2525K12 – Sandvik;
Material dos corpos de prova: aço inoxidável super-duplex fundido ASTM A890 GR
6A. Esta designação ASTM corresponde a UNS J93380. Os corpos de prova foram
fundidos especialmente para este trabalho, e apresentam dimensões compatíveis com
grande parte dos eixos usinados com este tipo de material em empresas fabricantes de
bombas. As dimensões dos corpos de prova fornecidos foram: ∅90x400mm. A Figura
13, apresenta um dos corpos de prova.
34
Figura 13 – Corpo de prova fundido
A Tabela 2, apresenta a composição química dos corpos de prova.
Tabela 2 – Composição química dos corpos de prova utilizados nos ensaios
ELEMENTOS
VALORES
ELEMENTOS
VALORES
C(%)
0,02
W(%)
0,79
Cr(%)
24,8
N(%)
0,24
Ni(%)
7,49
Nb(%)
<0,001
Mn(%)
0,65
Al(%)
<0,001
Si(%)
0,8
Co(%)
0,044
Mo(%)
3,37
V(%)
0,03
S(%)
0,006
Ti(%)
0,006
P(%)
0,025
Pb(%)
0,0009
Cu(%)
0,8
Sn(%)
0,082
Zr(%)
0,059
Fe(%)
REST.
RÉ: 39,7
Dureza do material preparado para usinagem: 290HB
Tratamento térmico realizado após a fundição: Solubilização, a temperatura
de 1130° C e posterior resfriamento em água.
Microscópio óptico com câmera acoplada: Olympus BX60MFS, com câmera Sony
CCD-IRIS, para análises das microestruturas;
35
3.1.2 – Parâmetros utilizados e métodos
3.1.2.1 – Usinagem
Conforme visto no item anterior, nesta parte dos ensaios foram utilizadas duas geometrias
de pastilhas com diferentes quebra-cavacos. A intenção foi estudar a influência dos principais
fatores de usinagem no material. Durante estes ensaios, foram utilizadas pastilhas com arestas
novas, e cada aresta não usinou mais do que dois segmentos do material, para que o desgaste
não alterasse os resultados pretendidos. Em cada trecho usinado a pastilha recuava e a aresta
era verificada para ver se nenhum dano ocorrera à mesma.
Foi realizado um planejamento experimental de análise fatorial completa em 2 níveis e 5
fatores, conforme Tabela 3. Este tipo de planejamento foi escolhido por ser a única maneira
de prever interação entre os fatores (CALADO; MONTGOMERY, 2003). Montgomery
(1976) também cita a possibilidade de estudar a interação entre os fatores como uma das
grandes vantagens deste método e recomenda que os ensaios sejam feitos em 2 níveis. Os
dados de corte foram baseados em visita a empresas que usinam aço inoxidável duplex e
super-duplex e também em Sandvik Coromant (2002a e 2002b).
36
Tabela 3 – Parâmetros utilizados nos ensaios de desbaste
Trecho
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
27
28
29
30
31
32
33
34
35
36
Vc (m/min)
80
110
80
110
95
80
110
80
110
80
110
80
110
95
80
110
80
110
80
110
80
110
95
80
110
80
110
80
110
80
110
95
80
110
80
110
f (mm/v)
0,25
0,25
0,4
0,4
0,325
0,25
0,25
0,4
0,4
0,25
0,25
0,4
0,4
0,325
0,25
0,25
0,4
0,4
0,25
0,25
0,4
0,4
0,325
0,25
0,25
0,4
0,4
0,25
0,25
0,4
0,4
0,325
0,25
0,25
0,4
0,4
ap (mm)
2
2
2
2
3
4
4
4
4
2
2
2
2
3
4
4
4
4
2
2
2
2
3
4
4
4
4
2
2
2
2
3
4
4
4
4
Fluido de corte
sim
sim
sim
sim
sim
sim
sim
sim
sim
não
não
não
não
não
não
não
não
não
sim
sim
sim
sim
sim
sim
sim
sim
sim
não
não
não
não
não
não
não
não
não
Pastilha
MR
MR
MR
MR
MR
MR
MR
MR
MR
MR
MR
MR
MR
MR
MR
MR
MR
MR
MM
MM
MM
MM
MM
MM
MM
MM
MM
MM
MM
MM
MM
MM
MM
MM
MM
MM
Também foram realizados alguns ensaios com velocidades de corte maiores, com o
objetivo de tornar mais severas as condições de usinagem e analisar se este aumento poderia
vir a causar algum dano ao material do corpo de prova ou a ferramenta. A Tabela 4 mostra os
parâmetros utilizados.
37
Tabela 4 – Parâmetros mais severos utilizados no desbaste
Trecho
1
2
3
4
5
6
7
8
Vc (m/min)
340
340
340
340
340
340
340
340
f (mm/v)
0,25
0,4
0,25
0,4
0,25
0,4
0,25
0,4
ap (mm)
3
3
3
3
3
3
3
3
Fluido de corte
não
não
sim
sim
não
não
sim
sim
Pastilha
MR
MR
MR
MR
MM
MM
MM
MM
A Figura 14, mostra um exemplo de um corpo de prova preparado para usinagem.
Figura 14 – Exemplo de um corpo de prova utilizado nos ensaios de desbaste
Tomou-se o cuidado de que todos os corpos de prova apresentassem o mesmo diâmetro
após a usinagem, para possíveis estudos na mudança de geometria. Os corpos de prova foram
preparados em outra máquina e para que não ocorresse diferenças na concentricidade da peça
na fixação (apesar da castanha mole do torno ter sido preparada para fixar o diâmetro do
corpo de prova), foi dado um passe na peça deixando-a nas dimensões da Figura 14.
38
Nos ensaios de desbaste, não foi utilizado dinamômetro para medição de forças, pois a
arquitetura do dinamômetro que será utilizado nas posteriores operações de acabamento não
suporta altos momentos em sua célula. Desta forma a potência foi observada apenas no painel
da máquina em porcentagem, e não apresentou valores precisos.
3.1.2.2 - Amostras metalográficas
Foram preparadas amostras metalográficas de 40 segmentos dos corpos de prova (nas
operações de desbaste) para posterior análise. A seqüência de preparação foi:
Corte: o material foi cortado com cut-off e fluido em abundância evitando assim o
aquecimento localizado da amostra;
Embutimento: realizados em resina termofixa de cura a quente (baquelite);
Lixamento: realizado em máquina rotativa utilizando água como fluido refrigerante, e
a seqüência de granulação de #180, #220, #400 e #600 mesh;
Polimento: O polimento foi realizado em politriz rotativa utilizando álcool etílico
absoluto. Foi utilizada pasta de diamante nas granulações de 6, 3 e 1 µm;
Ataques:
o Oxálico 10%: Com imersão em solução eletrolítica a 3,5V por 1,5 min, de
acordo com ASTM A262 (1993);
o KOH: Com imersão em solução eletrolítica à 2V por 50 s;
o Behara modificado: com imersão em solução por tempo indeterminado. A
solução behara modificado consiste em 5 partes de H2O para 1 de HCl
39
concentrado, com adição de 0,3g de metabisulfito de potássio, para cada 100ml
de solução;
3.2 - Ensaios com “casca”
Um dos temas de pesquisa sugerido ao se iniciar este trabalho, principalmente pelos
fabricantes de ferramentas, foi realizar ensaios de vida de ferramenta trabalhando com o
material em bruto, na forma em que este saiu da fundição. Este dado não existe nos catálogos
de ferramentas e optou-se por investigar estas operações, já que a casca de qualquer forma
deveria ser removida.
Um problema encontrado foi a quantidade de material, pois apesar de 500kg de material
terem sido disponibilizados para este trabalho, no estudo da casca, a ferramenta só pode dar
uma passada no mesmo.
Considerando os dados de corte utilizados na caracterização das operações de desbaste,
optou-se a princípio, pelos seguintes valores:
vc: 80 e 110 m/min
;
ap: 4mm
f: 0,25mm/v
;
fluido de corte: sim/não
O ap de 4mm foi escolhido por ser o mais confiável com relação a total retirada da casca
do material, considerando que o material fundido apresenta irregularidades da ordem de
milímetros.
Como não se tinha valores de vida da ferramenta nestas condições, as arestas foram
verificadas a cada 30mm usinados no comprimento do material. Depois de anotado os valores
40
do desgaste encontrados, estas voltavam a ser fixadas no suporte para repetição de mais
30mm e assim sucessivamente.
Tentou-se monitorar a potência utilizada pela máquina durante os ensaios, pelo gráfico de
barras disponível no painel, mas devido à excentricidade do corpo de prova a potência oscilou
muito, e desta forma não foi possível estabelecer valores com o mínimo de precisão.
Além das pastilhas 1D e 2D, descritas no item 3.1.1, as seguintes pastilhas foram
utilizadas, nesta etapa:
Pastilha 3D: CNMG 120412-MM – GC2025 (M25, P35). Esta classe consiste de uma
cobertura CVD TiCN e Al2O3-TiN de 5,5 µm em um substrato com excelente
resistência a choques térmicos e mecânicos de WC-Co. Ela proporciona uma excelente
adesão com alta resistência ao desgaste por craterização e a deformações plásticas com
altas temperaturas, reduzindo a fricção e portanto a formação de arestas postiças
[SANDVIK COROMANT, 2002a];
Pastilha 4D: CNMG 120412-MR – GC2025;
Pastilha 5D: CNMG 120412-MM – GC2035 (M25). Esta classe consiste de uma
cobertura PVD TiAlN de 4 µm, e proporciona ótima resistência ao desgaste, reduz a
fricção e portanto a formação de arestas postiças. A boa resistência a choques térmicos
e mecânicos da GC2025, também está presente nesta classe. Ela também apresenta
aresta com tenacidade máxima, ideal para usinagem intermitente com altas
velocidades na área M25 e para desbaste pesado, em que as velocidades de corte são
limitadas [SANDVIK COROMANT, 2002a];
41
Os ensaios foram iniciados pela pastilha de classe 2015, conforme Tabela 5.
Tabela 5 – Dados do início dos ensaios com casca
Aresta
1
2
3
4
5
6
Parâmetros
2015 - MM - s/ fluido - Vc80m/min
2015 - MM - s/ fluido - Vc110m/min
2015 - MM - c/ fluido - Vc80m/min
2015 - MM - c/ fluido - Vc80m/min
2015 - MR - s/ fluido - Vc80m/min
2015 - MR - s/ fluido - Vc80m/min
3.3 - Ensaios de acabamento
3.3.1 – Equipamentos utilizados
Os seguintes equipamentos foram utilizados nesta parte dos ensaios:
Centro de torneamento: OKUMA LB300. A Figura 15 apresenta a máquina utilizada
nos ensaios que tem as seguintes características:
Potência: 15 Kw
Rotação máxima: 4500 rpm
Máximo diâmetro torneável: 370 mm
42
Figura 15 – Centro de torneamento OKUMA
Pastilha 1A: VNMG 160404-MF – 1025. Esta classe tem uma cobertura PVD TiAlN
de 4µm. Essa cobertura tenaz e resistente ao desgaste, em combinação com um
substrato de grãos finos, proporciona propriedades necessárias para se ter uma aresta
viva e alta segurança contra o martelamento de cavacos. É recomendada para classe de
tolerâncias estreitas e bom acabamento superficial em aços inoxidáveis [SANDVIK
COROMANT, 2002a]. A Figura 16 apresenta os ângulos da geometria MF. O item
“A” mostra os ângulos na ponta da ferramenta e o item “B” na aresta principal de
corte.
43
Figura 16 – Ângulos da geometria MF [SANDVIK COROMANT, 2002b]
Pastilha 2A: VNMG 160404-MF – 2015;
A geometria VNMG proporciona a usinagem de rebaixos e perfilamentos em eixos e
foi escolhida devido à sua versatilidade.
Material: O material dos corpos de prova é o mesmo já descrito anteriormente neste
trabalho. A preparação, também seguiu os mesmos procedimentos descritos no item
3.1.1, inclusive deixando o mesmo diâmetro final, para estudo de possíveis mudanças
na geometria da peça.
Dinamômetro: Sistema porta-ferramenta – transdutor piezoelétrico. (desenvolvido por
Delijaicov, 2004). A Figura 17 ilustra a montagem feita para a construção deste
equipamento. Trata-se de um transdutor montado com pré-carga entre um suporte de
ferramenta MVJNL2525M16 e uma haste usinada após a pré-carga entre as peças. A
pré-carga foi possível através de uma haste com rosca existente no suporte que passa
pelo furo do transdutor, sendo rosqueada na haste que através de um torque prédeterminado atinge o valor da pré-carga recomendada pelo fabricante para a obtenção
da calibração do equipamento. A pré-carga recomendada pelo fabricante é de 44.5 Kn,
44
para garantir a calibração de funcionamento e fazer com que a montagem se comporte
como uma peça única.
Figura 17 – Montagem do transdutor-suporte
As características do transdutor utilizado (PCB Piezotronics, modelo 260A01) são
apresentadas na Tabela 6 e as do condicionador de sinais na Tabela 7.
Tabela 6 – Especificações do transdutor piezoelétrico
Sensibilidade, eixo z ( +/- 1.5 % )
Sensibilidade, eixos x e y ( +/- 1.5 % )
Faixa de medidas, eixo z
Faixa de medidas, eixos x e y
Força estática máxima, eixo z
Força estática máxima, eixos x e y
Resolução, eixo z
Resolução, eixos x e y
Resposta de baixa freqüência, eixo z
Resposta de baixa freqüência, eixos x e y
Limite de alta freqüência
Não linearidade
Faixa de temperaturas
Tensão de excitação
Corrente constante qe excitação
Impedância de saída
Tensão de saída
Polaridade de saída
Pré-carga
Rigidez, eixo z
Rigidez, eixos x e y
Tamanho ( I, w, h )
Peso
Material
Selagem
Conector elétrico
2,5 mV/lb
5 mV/lb
1000 lb
1000 lb
1320 lb
1000 lb
0,006 Ib-rms
0,006 Ib-rms
0,01 Hz
0,001 Hz
90 kHz
menor que 1 % FS
-65 a 250 graus F
20 a 30 VOC
2 a 20 mA
menor que 100 ohms
8 a 14 VOC
Positiva
10 klb
19 Ib/micropol
6 Ib/micropol
1,35 x 1,25 x 0,39 pol
1,59 oz
aço inoxidável
hermética
4 pinos
0,56 mV/N
1,12 mV/N
4.45 kN
4.45 kN
5,87 kN
4,45 kN
0,027 N-rms
0,027 N-rms
0,01 Hz
0,001 Hz
90 kHz
menor que 1 % FS
-54 a 121 graus C
20 a 30 VOC
2 a 20 mA
menor que 100 ohms
8 a 14 VOC
Positiva
44.5 kN
3.3 kN/micrometro
1 kN/micrometro
34,3 x 31,8 x 9,9 mm
45g
aço inoxidável
hermética
4 pinos
45
Sistema de aquisição de dados:
- Software Catman Versão 3.1
18. Computador Pentium III
18. Condicionador de sinais Spyder 8 da Hottinger Baldwin Messtechnik (HBM), com as
principais características ilustradas na Tabela 7.
Tabela 7 – Principais características do condicionador de sinais Spyder 8
0,1
Classe de precisão
Filtros digitais
Aperiódico
Valores médios
Número de amplificadores
Transdutores
Hz
Hz
Tensão de excitação do transdutor
Intervalos de medição
Strain gage
Tensão
Dimensões
Peso
Vrms
0,1
Taxa de medição / 8 - Taxa de medição / 4
4
Strain gage e ponte completa / meia ponte
Equipamentos de tensão DC
2,5
mV/V
Vrms
mm
kg
±3; ±12; ±125; ±500
±10
330 x 75 x 270
2,75
A freqüência utilizada para realização dos ensaios foi de 200Hz.
A Figura 18 ilustra os equipamentos utilizados na aquisição (micro-computador e
condicionador de sinais.
46
Figura 18 – Equipamentos utilizados na aquisição dos sinais do dinamômetro
Fluido de corte: Conforme já descrito no item 3.1.1
A concentração utilizada também foi de 6% e utilizado em abundância através de uma
saída logo acima do suporte da ferramenta, conforme ilustrado na Figura 19.
47
Figura 19 – Saída do fluido de corte
Medição de temperatura: Pirômetro infra-vermelho Eurotron-Itália Modelo IRTEC
P500, conforme Figura 20. A medição de temperatura foi realizada ao retirar o corpo
de prova da máquina, e 48h após a usinagem para eliminar o fator “temperatura” das
análises de variação dimensional.
48
Figura 20 – Pirômetro infra-vermelho
Rugosímetro: Mitutoyo Surftest SJ201.
Micrômetro Digital Mitutoyo: 75-100mm com precisão micrométrica.
Medição de tensões residuais: Difratômetro de Raios-X, marca RIGAKU – DMAX
Rint 2000. O método utilizado nas medições foi o do sen² ψ com variação do ψ de –
60° a +60°, de 10 em 10°, com CrKα nos planos cristalográficos (2 1 1). As tensões
medidas foram as circunferenciais, isto é, na direção tangencial à força de corte e foi
escolhida pelo fato de que os maiores esforços ocorrem na força de corte e esta deverá
gerar as maiores tensões residuais de tração. A Figura 21 ilustra a máquina utilizada.
49
Figura 21 – Difratômetro de raios-x, marca Rigaku, modelo Rint 2200
Verificação de precipitação de fases nas amostras: Difratômetro de raios-x, marca
RIGAKU, modelo multiflex, conforme Figura 22.
Figura 22 – Difratômetro de raios-x, marca Rigaku, modelo Multiflex
50
Medições de micro-dureza: Micro-durômetro HMV – Shimadzu (HMV-2 344-0415202), conforme Figura 23. Foi utilizada uma carga de 50g, durante 15s para todas as
medições.
Figura 23 – Micro-durômetro Shimadzu
As amostras foram retiradas dos corpos de prova após as medições de tensões residuais, e
foram cortadas longitudinalmente, conforme ilustra a Figura 24. Logo após, todas as amostras
foram embutidas e o procedimento de lixamento e polimento seguiu o mesmo descrito em
3.1.2.2. O ataque utilizado para distinção de fases foi o KOH com o mesmo tempo e solução
já utilizados e descritos no item 3.1.2.2. As medições se iniciaram na interface
51
material/baquelite e foram descendo em direção ao centro do corpo de prova, em ambas as
fases, com espaçamentos conforme Tabela 8.
Figura 24 – Seção longitudinal de onde as amostras foram retiradas
52
Tabela 8 – Espaçamentos utilizados entre as medições de micro-dureza
Micro-dureza
Prof.
Ferrita
Austenita
Interface
0,01
0,02
0,03
0,04
0,05
0,06
0,07
0,08
0,09
0,1
0,15
0,2
0,3
0,4
0,5
1
3.1.1 -
Parâmetros utilizados e métodos
Com o objetivo de estudar a influência da classe da ferramenta e dos principais
parâmetros de usinagem, foram utilizadas duas classes de pastilha na usinagem de
acabamento dos corpos de prova. Durante os ensaios, foram utilizadas pastilhas novas,
limitando-se a usinagem de dois segmentos do corpo de prova por aresta de corte, para que o
desgaste não alterasse os resultados pretendidos. Em cada trecho usinado a ferramenta
recuava e a aresta de corte era verificada para ver se nenhum dano ou desgaste ocorrera à
mesma.
53
Foi realizado um planejamento experimental de análise fatorial completa em 2 níveis e 5
fatores, conforme Tabela 9.Os dados de corte foram baseados em visita a empresas que
usinam aço inoxidável duplex e super-duplex e também em Sandvik Coromant (2002a e
2002b). Nesta parte dos ensaios, foram utilizados 3 (1 original + 2 réplicas) corpos de prova
para cada linha de parâmetro ilustrado na Tabela 9.
Também foram realizados alguns ensaios com maiores velocidades de corte, com o
objetivo de tornar mais severas as condições de usinagem e analisar se este aumento poderia
vir a causar algum dano ao material usinado do corpo de prova (principalmente) e a
ferramenta, que neste caso, esperava-se um desgaste prematuro, devido ao brutal aumento
estipulado. A Tabela 10, mostra os parâmetros utilizados com as maiores velocidades de corte
utilizadas.
54
Tabela 9 – Parâmetros utilizados nos ensaios de acabamento
Trecho
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
27
28
29
30
31
32
33
34
35
36
Vc (m/min)
110
150
110
150
130
110
150
110
150
110
150
110
150
130
110
150
110
150
110
150
110
150
130
110
150
110
150
110
150
110
150
130
110
150
110
150
f (mm/v)
0,1
0,1
0,2
0,2
0,15
0,1
0,1
0,2
0,2
0,1
0,1
0,2
0,2
0,15
0,1
0,1
0,2
0,2
0,1
0,1
0,2
0,2
0,15
0,1
0,1
0,2
0,2
0,1
0,1
0,2
0,2
0,15
0,1
0,1
0,2
0,2
ap (mm)
0,25
0,25
0,25
0,25
0,375
0,5
0,5
0,5
0,5
0,25
0,25
0,25
0,25
0,375
0,5
0,5
0,5
0,5
0,25
0,25
0,25
0,25
0,375
0,5
0,5
0,5
0,5
0,25
0,25
0,25
0,25
0,375
0,5
0,5
0,5
0,5
Fluido de corte
sim
sim
sim
sim
sim
sim
sim
sim
sim
não
não
não
não
não
não
não
não
não
sim
sim
sim
sim
sim
sim
sim
sim
sim
não
não
não
não
não
não
não
não
não
Pastilha
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
Em ambos os ensaios, foi utilizado o dinamômetro para medição das forças, descrito no
item 3.3.1.
55
Tabela 10 – Parâmetros mais severos utilizados no acabamento
Teste
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
Vc [m/min] f [mm/v]
600
0,1
600
0,2
600
0,1
600
0,2
600
0,1
600
0,2
600
0,1
600
0,2
600
0,1
600
0,2
600
0,1
600
0,2
600
0,1
600
0,2
600
0,1
600
0,2
ap [mm]
0,25
0,25
0,5
0,5
0,375
0,5
0,5
0,5
0,5
0,25
0,25
0,25
0,25
0,375
0,5
0,5
Fluido
Sim
Sim
Sim
Sim
Não
Não
Não
Não
Sim
Sim
Sim
Sim
Não
Não
Não
Não
Pastilha
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
Um dos problemas encontrados no dia-a-dia da usinagem deste material, é a instabilidade
dimensional. Uma de suas principais aplicações, conforme já dito, é a indústria de bombas,
em que apesar de existirem peças de grandes diâmetros, um centésimo de milímetro faz muita
diferença na montagem de flanges e eixos. Os operadores reclamam que a peça apresenta uma
dimensão na tolerância especificada no momento do controle da usinagem e que no dia
seguinte, estas medidas aumentam ou diminuem aleatoriamente. Para estudar este fenômeno,
após a usinagem das peças, todos os diâmetros foram medidos assim como a temperatura da
peça, para eliminar a variável temperatura, já que na fábrica não existe este controle. Após
48h novamente as temperaturas dos corpos de prova foram medidas assim como os diâmetros.
56
4. RESULTADOS OBTIDOS E DISCUSSÕES
4.1 – Operações de desbaste
4.1.1 – Caracterização do processo de desbaste
4.1.1.1 – Observações e resultados gerais
O trabalho foi iniciado por estes ensaios, e através da usinagem de um corpo de prova
teste, foi observado um problema que perdurou e fez com que o tempo despendido nestes
fosse maior do que o esperado. Ao terminar de usinar um trecho, dependendo dos parâmetros
de corte utilizados, ocorreram 2 situações:
1a ) valores de ap menores (2mm), causaram a deformação plástica do material, que adentrou
no canal feito anteriormente para saída da ferramenta, conforme Figura 25.
Figura 25 – Deformação provocada nos canais dos corpo de prova, com fluido de corte, classe 2015,
geometria MM, vc=80m/min, f=0,25mm/v e ap=2mm
57
2a) com valores maiores de ap (4mm), um anel foi destacado dos segmentos usinados,
conforme Figura 26.
Figura 26 – Anel destacado nos canais dos corpos de prova, com fluido de corte, classe 2015,
geometria MM, vc=80m/min, f=0,25mm/v e ap=4mm
Desta forma, ao final de cada trecho estas rebarbas e anéis foram removidos, caso
contrário, a ferramenta poderia colidir com as deformidades ao iniciar a usinagem do próximo
canal e se quebrar.
Os ensaios com velocidades maiores de corte (vc=600m/min) mostrados na Tabela 10,
mostraram que a ferramenta não suporta tais condições e os insertos apresentaram severos
danos, que praticamente os inutilizaram a cada trecho usinado. A Figura 27 mostra a aresta de
uma ferramenta após a usinagem de um trecho de material. As altas temperaturas impostas ao
processo causaram o desgaste excessivo da ferramenta, uma vez que ela na maioria das vezes
é o fator limitante para a usinagem [TRENT; WRIGHT, 2000].
Apesar de não ter sido medida com precisão, notou-se que a potência necessária para
usinagem quando da não utilização de fluido de corte se mostrou ligeiramente menor. Tal fato
pode ser justificado pelo aumento da temperatura, que diminui levemente a pressão específica
de corte devido à diminuição da deformação e da dureza do cavaco, assim como alterações do
coeficiente de atrito (DINIZ; MARCONDES e COPPINI, 2001). É conveniente lembrar que
os resultados obtidos nos ensaios sem fluido de corte são válidos apenas para peças com
58
trechos pequenos, pois caso o comprimento de usinagem fosse maior, a temperatura na
ferramenta aumentaria e as características do corte mudariam consideravelmente, conforme
será avaliado no item que estuda a remoção da casca do material.
Figura 27 – Aresta da ferramenta após usinagem de um trecho do corpo de prova sem fluido de corte,
vc=340m/min ; f=0.4mm/v ; ap=3mm. Desgaste maior ~ 2mm, na aresta principal de corte.
4.1.1.2 – Análises fatoriais para a rugosidade
Apesar da rugosidade não ser um fator primordial a ser destacado nas operações de
desbaste, optou-se por analisar tais valores para possível correlação com respostas posteriores
e comparação com os valores encontrados nas operações de acabamento, onde em que a
rugosidade tem papel fundamental.
59
A Tabela 11 ilustra os valores encontrados da rugosidade para cada trecho dos corpos de
prova ensaiados. Os valores de cada trecho foram obtidos através da média aritmética de três
medições, a 120°.
Tabela 11 – Rugosidade para cada trecho usinado dos corpos de prova de desbaste
Trecho
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
27
28
29
30
31
32
33
34
35
36
Vc (m/min)
80
110
80
110
95
80
110
80
110
80
110
80
110
95
80
110
80
110
80
110
80
110
95
80
110
80
110
80
110
80
110
95
80
110
80
110
f (mm/v)
0,25
0,25
0,4
0,4
0,325
0,25
0,25
0,4
0,4
0,25
0,25
0,4
0,4
0,325
0,25
0,25
0,4
0,4
0,25
0,25
0,4
0,4
0,325
0,25
0,25
0,4
0,4
0,25
0,25
0,4
0,4
0,325
0,25
0,25
0,4
0,4
ap (mm)
2
2
2
2
3
4
4
4
4
2
2
2
2
3
4
4
4
4
2
2
2
2
3
4
4
4
4
2
2
2
2
3
4
4
4
4
Fluido de corte
sim
sim
sim
sim
sim
sim
sim
sim
sim
não
não
não
não
não
não
não
não
não
sim
sim
sim
sim
sim
sim
sim
sim
sim
não
não
não
não
não
não
não
não
não
Pastilha
MR
MR
MR
MR
MR
MR
MR
MR
MR
MR
MR
MR
MR
MR
MR
MR
MR
MR
MM
MM
MM
MM
MM
MM
MM
MM
MM
MM
MM
MM
MM
MM
MM
MM
MM
MM
Rugosidade [Ra]
2,01
1,79
3,88
3,56
2,10
4,60
1,61
3,60
3,36
1,72
1,80
4,07
3,21
2,01
2,22
2,52
3,62
3,65
2,65
2,02
3,54
4,31
3,45
2,48
2,41
3,46
3,25
1,57
1,61
4,10
4,20
3,15
1,97
2,81
3,82
4,20
60
A Figura 28 ilustra os efeitos das médias dos fatores sobre a rugosidade. A Figura 29
mostra o diagrama de Pareto dos efeitos sobre a rugosidade e a Figura 30 o gráfico de
interação para os efeitos.
Figura 28 – Efeitos das médias dos fatores sobre a rugosidade para operações de desbaste
61
Figura 29 – Diagrama de Pareto das variáveis sobre a rugosidade
Figura 30 – Gráficos de interação das variáveis sobre a rugosidade
62
Percebe-se nas Figuras 28 e 29 que para um nível de confiança de 95%, a única variável
significativa no estudo é o avanço. A interação entre o avanço e a profundidade de corte
também se mostrou muito próxima da linha de significância, conforme ilustrado no diagrama
da Figura 29. Era esperado que o avanço apresentasse maior influência na rugosidade, visto
que esta depende geometricamente dele. O aumento da profundidade de corte aumentou a
rugosidade assim como a diminuição da velocidade de corte. Segundo Diniz, Marcondes e
Coppini (2001), o aumento da profundidade de corte, aumenta o contato da peça com a parte
reta da aresta de corte, e diminui relativamente o contato na parte do raio da ponta, o que
proporcionalmente diminui a força de penetração e facilita a formação de um bom
acabamento superficial. Porém esta parte dos ensaios contrariou tais estudos, possivelmente
pelas grandes diferenças de parâmetros impostas (no caso 2mm) que podem ter ocasionado
mudanças no sistema máquina-peça-ferramenta, aumentando a vibração e conseqüentemente
a rugosidade superficial. Já a diminuição da velocidade de corte pode aumentar a rugosidade,
devido à maior formação de aresta postiça, que neste material pode ser observada até mesmo
quando as maiores velocidades de corte foram aplicadas (110m/min), e o menor valor (80
m/min) contribui ainda mais para sua formação.
Percebe-se na Figura 30 que a mudança na velocidade de corte interage com a pastilha e a
utilização de fluido. As variáveis fluido e geometria não tiveram muita influência nos valores
de rugosidade, mas notou-se um ligeiro aumento quando da utilização da geometria MM e
uma diminuição quando da não utilização do fluido de corte. A geometria MR possui ângulo
de saída menos positivo do que a geometria MM. As recomendações para usinagem de aços
inoxidáveis em geral, mostram que ângulos positivos promovem um corte mais contínuo com
menores vibrações nas forças de corte e temperaturas menores [SANDVIK COROMANT,
2002b]. Neste caso a diminuição do ângulo de saída melhorou um pouco o acabamento
superficial e para os parâmetros utilizados se mostrou ligeiramente melhor para a qualidade
63
superficial. Vale a pena lembrar que as duas geometrias utilizadas também se diferem na
largura das arestas, no quebra-cavacos nos ângulos de folga e não apenas nos ângulos de
saída. Talvez pelo fato de haver uma tendência do aumento da temperatura no caso da não
utilização do fluido de corte e possivelmente na utilização da geometria MR, as condições de
corte tenham sido melhoradas, com uma sensível melhora na pressão específica de corte,
conforme já comentado, pois a não utilização do fluido que tem como principal conseqüência
o aumento da temperatura também diminuiu a rugosidade das superfícies geradas.
4.1.1.3 Análises das microestruturas
O objetivo da análise microestrutural das operações de desbaste foi identificar possíveis
precipitações de fase na superfície usinada e analisar se estas teriam alguma influência no
produto final usinado. Foram lixados e polidos 40 corpos de prova embutidos em baquelite e
atacados conforme descrito no item 3.1.2.2. Uma seqüência de três ataques foi conduzida e os
resultados obtidos não evidenciaram precipitação de fases. É importante lembrar que através
da microscopia óptica (método utilizado) é possível visualizar os contornos de grãos e apenas
algumas fases precipitadas. Dentre elas está a fase sigma, que é uma das mais estudadas, mais
comum e que causa maiores problemas ao material em serviço, conforme descrito no item
2.1.4.
Através de observações do material em bruto e dos sucessivos ataques realizados percebese que as fases estão bastante heterogêneas. Em algumas partes há grande concentração de
austenita em pequenos “sítios” e em outras a quantidade de ferrita é maior. Os contornos de
64
grãos também se mostram bastante desorganizados na estrutura e com diferentes
alinhamentos. Estas características devem-se ao fato do material ser fundido e dificultará as
análises de todo o trabalho, visto que há grande variação no corte em função da
microestrutura.
A Figura 31 e a Figura 32 mostram as micrografias realizadas com ataque oxálico 10%. A
primeira corresponde ao material em bruto (solubilizado) e a segunda a um corpo de prova
usinado. A preparação dos corpos de prova e sucessivos ataques foram feitos de acordo com
recomendações da norma ASTM A262 (1993). O ataque oxálico permite visualizar o
contorno de grãos e a possível precipitação de carbonetos.
Figura 31 – Micrografia do núcleo do material em bruto com ataque oxálico e ampliação de 100X
65
Figura 32 – Micrografia da superfície usinada de um corpo de prova, com ataque oxálico e ampliação
de 100X. Parâmetros utilizados: vc =340m/min; f=0,25mm/v; ap=3mm
Roberti e Silva (1980) descrevem vários ataques utilizados para detecção da fase sigma. A
maioria dos trabalhos estudados (já mencionados), obtiveram a identificação através do
ataque eletrolítico KOH, que pode ser visualizado nas Figuras 33, 34 e 35. Não foi possível
identificar a presença de fase sigma, nem no núcleo das amostras, nem nas superfícies
usinadas. As manchas escuras encontradas no material não evidenciam formação de fase
sigma, uma vez que são visíveis ao material mesmo sem a aplicação de qualquer ataque e
correspondem à inclusões contidas no material.
A parte marrom corresponde à ferrita e a parte clara à austenita. A Figura 33 mostra o
núcleo do material fundido sem usinagem. As Figuras 34 e 35 mostram as superfícies de dois
corpos de prova usinados. Nota-se uma diferença considerável entre as duas imagens no que
diz respeito à fase ferrítica. No contorno da amostra (divisão entre o metal e o baquelite)
66
podem ser visualizadas trincas observadas na Figura 34, que a princípio imaginou-se terem
sido provocadas por alguma mudança estrutural no material como marcas de deformação,
porém em estudos e discussões com o fabricante do material, e execução de outros ataques
chegou-se a conclusão que as “trincas” são formadas apenas na camada de óxido formada
pelo ataque e não afetam a estrutura do material. Estas “trincas” possivelmente foram
causadas por tempo excessivo da amostra no ataque.
Figura 33 – Micrografia do núcleo do material em bruto com ataque KOH e ampliação de 500X
67
Figura 34 – Micrografia da superfície de um corpo de prova usinado com ataque KOH e ampliação de
500X. Parâmetros utilizados: vc = 80m/min; f = 0,25mm/v; ap=2mm; sem fluido; pastilha 2015
A Figura 36, mostra a micrografia de um corpo de prova usinado com o ataque behara
modificado. A parte azul corresponde à ferrita e a branca à austenita. Este ataque também
identifica fase sigma no material, que geralmente se forma na interface das fases. Em
nenhuma amostra notou-se alguma diferença entre a amostra do material em bruto e as
amostras usinadas. Também não houve revelação da presença de fase sigma em qualquer
trecho do material.
68
Figura 35 – Micrografia da superfície de um corpo de prova usinado com ataque KOH e ampliação de
500X. Parâmetros utilizados: vc =110m/min; f = 0,4mm/v; ap=4mm; com fluido; pastilha 2015
Percebe-se com as micrografias apresentadas, que nenhum efeito da usinagem pode ser
percebido no material, pelo menos com o uso da microscopia óptica, mesmo naquelas peças
onde as condições de usinagem foram mais severas.
69
Figura 36 – Micrografia da superfície de um corpo de prova usinado com ataque behara modificado e
ampliação de 200X. Parâmetros utilizados: vc=80m/min; f=0,25mm/v; ap=2mm; com fluido; pastilha
2015
4.1.2 Ensaios de vida de ferramenta com desbaste do material com “casca”
Sucessivos passes foram dados no material em bruto conforme descrito no item 3.2. Ao
contrário do que se esperava, no início dos ensaios a vida das pastilhas nestas condições foi
bem maior com a usinagem a seco, e as arestas em que se tentou utilizar fluido de corte, não
cortaram mais do que 60mm de comprimento do material, ocorrendo predominantemente a
quebra por lascamento (considerando a classe até o momento estudada GC2015).
70
O início do desgaste, em todas as arestas observadas, se iniciou pela formação de um
entalhe ao longo da aresta principal e distante aproximadamente 4mm da ponta, coincidindo
desta forma, com o ponto em que a aresta principal de corte mais entrou em contato com a
casca do material. Este fenômeno foi ainda mais pronunciado quando se utilizou fluido de
corte e este entalhe inicial se desenvolveu em forma de lascamento da aresta principal de
corte, conforme Figura 37. O corte do material com casca assemelha-se em alguns momentos,
a um corte interrompido, pois esta possui irregularidades da ordem de milímetros e faz com o
contato entre o material e a peça não seja constante em alguns pontos da aresta principal. Esta
situação faz com que freqüentemente ocorram choques térmicos no inserto e as quebras
prematuras podem ser justificadas por este fato. Outro fator importante é que a classe 2015 é a
menos tenaz dentre as utilizadas neste item e logo deve ser a mais frágil quando solicitada
desta forma.
Figura 37 – Aresta de corte com utilização de fluido refrigerante, classe 2015, geometria MM,
vc=80m/min, f=0,25mm/v e ap=4mm
71
Diversos critérios podem ser adotados para decidir o fim de vida de uma ferramenta.
Dentre eles cita-se (DINIZ, 1989):
-
Os desgastes atingem proporções tão elevadas que se receia uma quebra da aresta
cortante;
-
Os desgastes chegam a valores em que a temperatura do gume cortante se aproxima da
temperatura na qual a ferramenta perde o fio de corte;
-
Devido ao desgaste da superfície de folga da ferramenta não é mais possível manter as
tolerâncias exigidas na peça;
-
O acabamento superficial da peça usinada não é mais satisfatório;
-
O aumento da força de corte, proveniente dos desgastes elevados da ferramenta,
interfere no funcionamento da máquina;
Um valor bastante utilizado por pesquisadores na atualidade considera o fim de vida para
ferramentas que trabalham em operações de acabamento, quando o desgaste VB chega à
0,3mm ou quando chega a 0,8mm para operações de desbaste.
O critério de fim de vida considerado nos ensaios escolheu o valor de 0,8mm como
desgaste máximo permitido na aresta principal, e mostrou-se estar realmente muito próximo
do fim de vida da pastilha. Um entalhe desta ordem gera rebarbas enormes e causa excessiva
vibração e aumento da potência de corte. Quando algum ponto da aresta atingiu este valor
(inclusive o entalhe) a pastilha foi inutilizada. A Figura 38 ilustra uma rebarba de quase
20mm, formada durante os ensaios, e usinada com uma pastilha com um entalhe de 0,8mm.
72
Figura 38 – Rebarba formada com usinagem de pastilha com entalhe de 0,8 mm sem fluido de corte,
com classe 2015, geometria MM, vc=80m/min, f=0,25mm/v e ap=4mm
A Figura 39 mostra uma aresta com entalhe de aproximadamente 0,8mm.
Figura 39 – Aresta com desgaste aproximado de 0,8mm causado pela usinagem sem fluido de corte,
com classe 2015, geometria MM, vc=80m/min, f=0,25mm/v e ap=4mm
73
Com a execução dos ensaios com os parâmetros ilustrados na Tabela 5, as seguintes
observações foram feitas:
-
Para a geometria MM, a velocidade de corte de 110m/min, fez com que ocorresse
desgaste mais uniforme ao longo da aresta, enquanto que com a velocidade de
80m/min, houve aumento de aresta postiça de corte em praticamente todos os trechos
usinados. Inclusive em uma pastilha houve o “caldeamento” do material usinado na
superfície de saída, conforme ilustra a Figura 40;
-
A pastilha com esta classe (GC 2015) não conseguiu usinar utilizando fluido de corte.
O fluido junto com as irregularidades do material em bruto podem ter aumentado a
incidência de choques térmicos na ferramenta, e como esta classe é a menos tenaz de
todas as utilizadas neste trabalho, ocorreu o lascamento da aresta;
-
Algumas arestas apresentaram lascamento prematuro logo no primeiro trecho do
material. O choque do encontro da ferramenta com a casca em bruto do material, deve
ter ocasionado o lascamento prematuro, condenando a posterior usinagem do trecho de
30mm. Neste caso uma solução a ser utilizada é mudar o ângulo de posição da
ferramenta, porém esta variável não faz parte do escopo deste trabalho, e esta
pastilha/suporte, foi escolhido por permitir desbaste de peças que apresentem rebaixos
(bastante comum na fabricação de eixos com este material);
74
Figura 40 – Micrografias de uma pastilha com material aderido, de classe 2015, com geometria MM,
vc=80m/min, f=0,25mm/v e ap=4mm e ampliação de 250X
Segundo Sarwar, Zhang e Gillibrand (1997) melhorias na vida da ferramenta e na
performance desta podem ser obtidas combinando um revestimento com alta resistência ao
desgaste e um substrato duro e tenaz. Neste sentido, e observando os resultados conseguidos
para esta classe, que apesar de não ter um número suficiente de corpos de prova para uma
análise estatística, demonstrou tendências para nortear o estudo, optou-se por utilizar uma
nova classe de pastilhas (GC 2035), que possui características de revestimento e substrato
diferentes da anterior, conforme citado no item 3.1.1. A Tabela 12 mostra alguns dados de
vida dos ensaios com as duas classes. As seguintes observações, desta parte dos ensaios
podem ser feitas:
-
Apesar de mais tenaz, o fim de vida da pastilha GC2035 também foi definido pelo
lascamento da aresta principal;
-
Esta classe (apesar de não ter ocorrido quebra prematura das arestas no início dos
trechos) não apresentou ganhos significativos com relação à classe utilizada
75
anteriormente sem a utilização de fluido de corte, aliás, em geral, usinou
comprimentos menores. Com a utilização de fluido de corte o rendimento foi
melhorado.
Tabela 12 – Vida da ferramenta para a usinagem do material com casca
Aresta
Vc
(m/min)
Fluido de
corte
Pastilha
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
80
110
80
110
80
110
80
80
80
80
não
não
sim
sim
não
não
não
sim
sim
sim
2015-MR
2015-MR
2015-MR
2015-MR
2015-MM
2015-MM
2035-MM
2035-MM
2035-MM
2035-MM
Compr. de
peça usinado
[mm]
420
360
30
60
420
360
180
150
180
150
Volume de
material
removido [cm³]
438,1
375,5
31,3
62,6
438,1
375,5
187,7
156,5
187,7
156,5
Volume de material
removido em função tempo total
do tempo [cm³/min] de corte [min]
80,0
5,48
110,0
3,41
80,0
0,39
110,0
0,57
80,0
5,48
110,0
3,41
80,0
2,35
80,0
1,96
80,0
2,35
80,0
1,96
A Figura 41 apresenta o desgaste nas pastilhas, em função do comprimento usinado. Vale
a pena lembrar que os resultados aproximados foram obtidos conforme relatado em materiais
e métodos e não houve repetições para os ensaios, uma vez que a quantidade de material
disponibilizado necessitaria ser maior.
76
Desgaste & Comprimento usinado
0,9
Vc=80m/min ; 2015-MM
sem fluido
0,8
Vc=110m/min ; 2015-MM
sem fluido
Desgaste [mm]
0,7
0,6
Vc=80m/min ; 2015-MM
com fluido
0,5
Vc=110m/min ; 2015-MM
com fluido
0,4
Vc=80m/min ; 2015-MR
sem fluido
0,3
0,2
Vc=110m/min ; 2015-MR
sem fluido
0,1
Vc=80m/min ; 2035-MM
sem fluido
0
-0,1 0
60
0
12
0
18
0
24
0
30
Comprimento usinado [mm]
0
36
0
42
Vc=80m/min ; 2035-MM
com fluido
Figura 41 – Desgaste nas pastilhas em função do comprimento usinado
Considerando que a aresta foi verificada de 30 em 30mm, que a pastilha (principalmente
quando da não utilização de fluido de corte) teria um tempo para ser resfriada até mesmo
podendo atingir a temperatura ambiente, e que este fenômeno poderia influenciar
notoriamente o estudo em questão, que até o momento teve maior rendimento sem a utilização
do fluido de corte, optou-se por realizar alguns ensaios com trechos de desbaste maiores, sem
interrupção para verificação das arestas.
Desta forma a usinagem ficaria mais próxima da utilização prática da usinagem neste
material, porém só se teve um controle do desgaste ao longo do comprimento usinado em um
trecho grande de material. O trecho considerado como inicial foi de 200mm, onde a aresta foi
verificada e depois a ferramenta deveria cortar +150mm, totalizando assim o comprimento de
um corpo de prova. Os parâmetros utilizados e os resultados estão apresentados na Tabela 13.
As pastilhas que apresentaram comprimento usinado = 350mm, chegaram ao fim proposto
em condições aceitáveis ainda de utilização. As ferramentas com valor menor não atingiram o
objetivo, devido à aparente quebra de ponta/aresta, ou parada da máquina devido ao excessivo
77
torque a que esta foi submetida. Nesta parte dos ensaios uma nova classe de pastilhas foi
inserida (GC 2025) que segundo o fabricante faz parte de uma geração de insertos mais nova
e pode ser mais eficiente que as 2 anteriores testadas.
Tabela 13 – Valores utilizados para usinagem com casca ininterrupta
Aresta
Vc
(m/min)
Fluido de
corte
Pastilha
11
12
13
14
15
16
80
80
80
80
80
80
não
sim
não
sim
não
sim
2035-MM
2035-MM
2015-MM
2015-MM
2025-MM
2025-MM
Compr. de
peça usinado
[mm]
280
350
200
100
350
200
Volume de
material
removido [cm³]
292,0
365,1
208,6
104,3
365,1
208,6
Desgaste no
tempo total de corte final do curso
[min]
[mm]
3,65
4,56
1,00
2,61
1,30
4,56
0,60
2,61
A Figura 42 apresenta os gráficos de vida para as pastilhas ensaiadas.
Vida desbastando "casca" com corte contínuo
Compr. usinado [mm]
400
350
2035-MM (sem fluido)
2035-MM (com fluido)
2015-MM (sem fluido)
2015-MM (com fluido)
2025-MM (sem fluido)
2025-MM (com fluido)
300
250
200
150
100
50
0
Classes
Figura 42 – Vida das arestas das ferramentas para usinagem com casca ininterrupta
As observações nesta parte dos ensaios foram:
-
A classe GC 2015 aparentemente não suporta as altas temperaturas (apesar de
sistematicamente não investigada) geradas no processo e teve a ponta da ferramenta
quebrada/caldeada, na usinagem sem fluido de corte;
78
-
A classe 2035 apresentou melhor desempenho que as demais quando usinou com
fluido de corte;
-
A classe 2025 apresentou os melhores resultados nesta série dos ensaios quando
comparada com as outras classes sem utilização de fluido de corte;
Pode-se concluir com os experimentos realizados até esta parte do trabalho (considerando
os parâmetros de corte utilizados) que:
-
Quando o comprimento a ser usinado for pequeno, e com isso a temperatura da
pastilha não deverá atingir valores altos durante grande período de tempo, a usinagem
a seco aumenta a vida da ferramenta, e a classe preferencial para o trabalho com estas
características é a 2015, conforme Figura 41, que mostra os dados dos ensaios, onde
houve tempo para resfriamento da pastilha.
-
Para comprimentos intermediários (~200mm) também se deve evitar o uso de fluido
de corte e a classe 2025 apresentou melhores resultados;
-
Para comprimentos grandes, é recomendada a utilização do fluido de corte, e a classe
2035, teve um desempenho melhor, considerando que não foi possível testar a classe
2025 sob grandes comprimentos.
79
4.2 Operações de acabamento
4.2.1 Respostas obtidas para a rugosidade superficial
A Tabela 14 mostra os valores encontrados para a rugosidade superficial nas operações de
acabamento. Os valores correspondem à média aritmética de 3 medições efetuadas à 120° em
cada um dos 3 corpos de prova gerados, ou seja, os valores colocados na tabela correspondem
à média de 9 valores no total. Todas as medições foram executadas com cut-off=0,8mm e
n=5.
A Tabela 15 mostra os valores de rugosidade encontrados para os ensaios com altas
velocidades de corte. Os campos sem valor correspondem aos trechos onde não foi possível
efetuar a medição, devido à quebra da ponta da ferramenta logo no início da usinagem, no
qual a superfície se tornou muito irregular.
Nota-se através das duas tabelas, que não houve grande melhora no acabamento
superficial com o aumento da velocidade de corte, indicando que o limite aceitável do
processo foi ultrapassado. Os trechos onde houveram melhorias foram aqueles usinados com a
ferramenta de classe GC1025 sem a utilização do fluido de corte. Em todos os trechos com
profundidade de corte = 0,5mm houve quebra da aresta da ferramenta, porém na maioria das
vezes foi possível medir a rugosidade inicial da peça, visto que nitidamente a quebra ocorreu
no meio do trecho.
80
Tabela 14 – Valores encontrados para rugosidade superficial nos ensaios de acabamento
Teste
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
27
28
29
30
31
32
33
34
35
36
Vc [m/min]
110
150
110
150
130
110
150
110
150
110
150
110
150
130
110
150
110
150
110
150
110
150
130
110
150
110
150
110
150
110
150
130
110
150
110
150
f [mm/v]
0,1
0,1
0,2
0,2
0,15
0,1
0,1
0,2
0,2
0,1
0,1
0,2
0,2
0,15
0,1
0,1
0,2
0,2
0,1
0,1
0,2
0,2
0,15
0,1
0,1
0,2
0,2
0,1
0,1
0,2
0,2
0,15
0,1
0,1
0,2
0,2
ap [mm]
0,25
0,25
0,25
0,25
0,375
0,5
0,5
0,5
0,5
0,25
0,25
0,25
0,25
0,375
0,5
0,5
0,5
0,5
0,25
0,25
0,25
0,25
0,375
0,5
0,5
0,5
0,5
0,25
0,25
0,25
0,25
0,375
0,5
0,5
0,5
0,5
Fluido
Sim
Sim
Sim
Sim
Sim
Sim
Sim
Sim
Sim
Não
Não
Não
Não
Não
Não
Não
Não
Não
Sim
Sim
Sim
Sim
Sim
Sim
Sim
Sim
Sim
Não
Não
Não
Não
Não
Não
Não
Não
Não
Pastilha
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
Rugosidade [Ra]
0,867
0,818
2,593
2,857
1,860
1,187
1,157
2,950
3,333
1,813
1,037
3,283
2,887
1,723
3,720
1,043
3,083
2,870
2,223
1,162
2,420
3,477
1,823
0,858
0,923
2,763
2,732
1,810
1,225
2,620
3,358
1,763
0,847
0,820
3,189
3,270
81
Tabela 15 – Valores encontrados para rugosidade superficial nos ensaios de acabamento com altas
velocidades de corte
Teste
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
Vc [m/min]
600
600
600
600
600
600
600
600
600
600
600
600
600
600
600
600
f [mm/v]
0,1
0,2
0,1
0,2
0,1
0,2
0,1
0,2
0,1
0,2
0,1
0,2
0,1
0,2
0,1
0,2
ap [mm]
0,25
0,25
0,5
0,5
0,375
0,5
0,5
0,5
0,5
0,25
0,25
0,25
0,25
0,375
0,5
0,5
Fluido
Sim
Sim
Sim
Sim
Não
Não
Não
Não
Sim
Sim
Sim
Sim
Não
Não
Não
Não
Pastilha
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
Rugosidade [Ra]
2,027
2,800
3,317
1,053
2,837
0,827
3,500
0,903
2,010
0,657
2,190
0,763
4.2.1.1 Análises fatoriais para a rugosidade superficial
A Figura 43 ilustra os efeitos das médias dos fatores sobre a rugosidade. Percebe-se que
assim como analisado anteriormente para as operações de desbaste, o fator mais influenciador
foi o avanço. Estes resultados diferem das operações de desbaste apenas na profundidade de
corte e na utilização do fluido de corte. Nas operações de desbaste, o aumento da
profundidade de corte, provocou um acréscimo na rugosidade, enquanto que nas operações de
acabamento, praticamente não influenciou, provavelmente pela pequena diferença entre os
valores estipulados.
A Figura 44 e a Figura 45 mostram que os efeitos significantes foram o avanço e a
interação entre o avanço e a velocidade de corte. O fluido mostrou-se a terceira variável mais
importante (sem considerar as interações) e a profundidade de corte praticamente não
influenciou na rugosidade. Como todo trabalho de usinagem, é sempre importante frisar que
82
os resultados referem-se a este estudo e não se pode fazer generalizações ou extrapolações
com segurança. As diferenças entre as respostas obtidas na Figura 44 (acabamento) e na 29
(desbaste), fundamentalmente ocorreram no segundo fator significante. Enquanto que nas
operações de desbaste a interação entre a profundidade de corte e o avanço foi o segundo
efeito mais influente, nas operações de acabamento a interação entre a velocidade de corte e o
avanço tomou seu lugar. Isto mostra a maior importância da profundidade de corte no estudo
quando gradientes maiores são utilizados e da velocidade de corte quando velocidades
maiores são utilizadas. Provavelmente a profundidade de corte só começa a influenciar acima
de um determinado valor, quando a rigidez do sistema passa a não ser suficiente para resistir
aos esforços.
Figura 43 – Efeitos das médias dos fatores sobre a rugosidade para operações de acabamento
O aumento da velocidade de corte melhorou a rugosidade superficial. Este fato, já
discutido nas operações de desbaste, deve-se principalmente à diminuição da formação de
aresta postiça de corte, o que melhora substancialmente o acabamento superficial, e que
83
conforme revisão, neste material, pode ocorrer em velocidades de corte maiores do que nos
aços convencionais. Bouzid Saï, Bem Salah e Lebrun (2001) também citam que com o
aumento da velocidade de corte, ocorre uma diminuição da área de contato entre a ferramenta
e o cavaco, e conseqüentemente diminuição nas forças de corte e deformações. Mais uma vez,
este aumento possui limites, conforme observado nas Tabelas 14 e 15, onde o aumento brusco
da velocidade de corte prejudicou a qualidade superficial.
Figura 44 – Diagrama de Pareto para os efeitos sobre a rugosidade
A usinagem a seco aumentou a rugosidade superficial, praticamente na mesma intensidade
que a diminuição da velocidade de corte.
A diminuição da lubrificação na interface peça-ferramenta ocasionou tal fenômeno já que
tem ação fundamental na usinagem de materiais dúcteis. Trent e Wright (2000), citam que o
maior objetivo dos fluidos de corte é melhorar a rugosidade superficial. Particularmente eles
são mais efetivos quando baixas velocidades de corte e baixos avanços são utilizados na
84
presença de APC, já que a melhoria da rugosidade é também causada pela redução do
tamanho da aresta postiça, que na presença de fluido tende a ter menor adesão entre as
camadas de material que formam a APC, e também pela diminuição do tamanho dos
fragmentos cisalhados da aresta postiça e que permanecem na superfície de trabalho da
ferramenta.
Esta diminuição é causada pela ação do vapor do lubrificante no caminho da fratura do
material, no qual forma uma nova superfície quando a APC está presente. O mesmo não
aconteceu nas operações de desbaste, onde a utilização de fluido aumentou sensivelmente a
rugosidade superficial, conforme discutido no item 4.1.1.2, porém com intensidade menor que
a melhora ocasionada pelo fluido no acabamento.
Figura 45 – Gráficos de interação dos efeitos sobre a rugosidade
As interações se comportaram de maneira semelhante às operações de desbaste. A
velocidade de corte mostrou interação com quase todas as variáveis. A classe das pastilhas
85
também mostrou que tem grande influência na rugosidade, com respeito as suas interações
com os outros parâmetros. As mudanças tribológicas induzidas pelas duas classes durante o
corte, provavelmente são as responsáveis por estas interações. A classe GC 1025
proporcionou menores valores de rugosidade superficial, principalmente quando os
parâmetros de corte aumentaram (f, ap, fluido), mostrando que possivelmente esta classe
suporta melhor os aumentos de temperatura ocasionados pelo acréscimo nos parâmetros de
corte, contribuindo para a obtenção da melhor rugosidade superficial, através do aumento da
temperatura e diminuição do atrito. Outro fato a considerar, é que o aumento da temperatura
diminui a tendência de formação de aresta postiça de corte (SHAW, 2005).
4.2.2 Respostas obtidas para as forças de usinagem
A Tabela 16 mostra os valores médios das forças encontradas nos ensaios. Sua obtenção
foi através de média aritmética dos três valores medidos (três réplicas). A mesma tabela
também mostra a força de usinagem (Fu) calculada em função das três componentes
encontradas.
86
Tabela 16 – Valores médios das forças de corte encontradas nos ensaios
Teste
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
27
28
29
30
31
32
33
34
35
36
Vc [m/min] f [mm/v]
110
0,1
150
0,1
110
0,2
150
0,2
130
0,15
110
0,1
150
0,1
110
0,2
150
0,2
110
0,1
150
0,1
110
0,2
150
0,2
130
0,15
110
0,1
150
0,1
110
0,2
150
0,2
110
0,1
150
0,1
110
0,2
150
0,2
130
0,15
110
0,1
150
0,1
110
0,2
150
0,2
110
0,1
150
0,1
110
0,2
150
0,2
130
0,15
110
0,1
150
0,1
110
0,2
150
0,2
ap [mm]
0,25
0,25
0,25
0,25
0,375
0,5
0,5
0,5
0,5
0,25
0,25
0,25
0,25
0,375
0,5
0,5
0,5
0,5
0,25
0,25
0,25
0,25
0,375
0,5
0,5
0,5
0,5
0,25
0,25
0,25
0,25
0,375
0,5
0,5
0,5
0,5
Fluido
Sim
Sim
Sim
Sim
Sim
Sim
Sim
Sim
Sim
Não
Não
Não
Não
Não
Não
Não
Não
Não
Sim
Sim
Sim
Sim
Sim
Sim
Sim
Sim
Sim
Não
Não
Não
Não
Não
Não
Não
Não
Não
Pastilha
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
Ff [N]
42,90
45,92
68,23
65,03
98,25
115,05
92,35
156,60
163,72
43,10
40,02
61,95
53,74
81,44
89,08
92,54
152,56
146,98
35,21
36,94
62,72
44,25
85,16
95,91
53,09
145,80
135,42
36,55
42,71
55,66
56,95
75,41
93,76
80,42
129,16
125,95
Fc [N]
84,84
86,78
158,21
153,37
182,38
170,05
156,27
304,75
310,01
89,56
79,95
151,92
141,41
170,41
152,47
151,92
310,73
294,24
74,15
79,89
149,38
114,39
159,78
151,20
104,00
303,65
285,67
81,22
83,76
145,27
142,50
165,33
153,13
143,83
285,11
270,49
Fp [N]
74,68
84,36
135,76
141,06
156,28
126,20
103,03
197,07
212,98
75,37
74,34
122,39
117,55
138,99
103,72
99,57
201,22
183,59
67,07
73,30
122,39
93,35
104,18
95,79
78,13
183,25
158,00
67,42
80,21
114,55
51,17
116,52
98,88
91,28
164,34
157,66
Fu [N]
120,90
129,44
219,36
218,29
259,50
241,00
208,72
395,27
410,21
124,73
116,27
204,69
191,58
234,50
204,79
203,86
400,40
376,68
106,00
114,54
203,04
154,13
208,89
203,06
140,49
383,46
353,43
111,70
123,59
193,20
161,76
215,87
204,98
188,37
353,52
337,46
A Tabela 17 mostra os valores das forças de usinagem encontradas para os trechos com
velocidades de corte mais altas.
87
Tabela 17 – Valores médios das forças de corte encontradas nos ensaios com altas velocidades de
corte
Teste
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
Vc [m/min] f [mm/v]
600
0,1
600
0,2
600
0,1
600
0,2
600
0,1
600
0,2
600
0,1
600
0,2
600
0,1
600
0,2
600
0,1
600
0,2
600
0,1
600
0,2
600
0,1
600
0,2
ap [mm]
0,25
0,25
0,5
0,5
0,375
0,5
0,5
0,5
0,5
0,25
0,25
0,25
0,25
0,375
0,5
0,5
Fluido
Sim
Sim
Sim
Sim
Não
Não
Não
Não
Sim
Sim
Sim
Sim
Não
Não
Não
Não
Pastilha
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
Ff [N]
68,49
71,568
277,038
631,031
33,091
50,406
133,132
434,411
31,167
48,097
549
595,2
27,704
60,025
267
622
Fc [N]
90,646
167,151
232,054
347,356
71,429
123,27
155,186
263,961
62,727
124,729
231
352,794
59,464
125,454
139
347
Fp [N]
161,117
134,84
382,393
896,169
65
131,383
107,181
667,286
68,457
125,159
651
1119,52
60,851
175,638
453
943
Fu [N]
197,15
226,37
526,14
1149,77
102,09
187,08
230,86
838,84
97,94
183,13
882,36
1316,07
89,48
224,03
543,89
1181,75
4.2.2.1 Análises fatoriais para as forças de usinagem
A Figura 46 ilustra os efeitos das médias dos fatores sobre as forças de usinagem medidas
nos ensaios de acabamento. As forças consideradas para as análises a seguir foram as médias
mostradas na Tabela 16.
88
Figura 46 – Efeitos das médias dos fatores sobre a força de corte
Para a força de corte nota-se que os parâmetros mais influentes são o avanço e a
profundidade de corte. Conforme Tabela 16 percebe-se que das três componentes medidas a
que apresentou os maiores valores foi a força de corte. Ferraresi (1977) mostra gráficos de
medições de forças realizados por vários pesquisadores com diferentes materiais. Em todos os
casos a força de corte foi a mais pronunciada. Já Delijaicov (2004), mostra que durante o
torneamento de materiais endurecidos esta relação não é mais válida e a força de penetração
atinge os maiores valores durante o corte. As magnitudes das forças de avanço e de
penetração dependem fundamentalmente do ângulo de posição da ferramenta e dos ângulos de
folga e saída.
A força de corte é a principal responsável pela potência necessária na máquina e está
diretamente ligada à seção de corte removida da peça. Na Figura 47 percebe-se que
89
justamente os dois fatores responsáveis pela seção de corte mostram grande significância no
estudo dos efeitos na força de corte, e são eles, a profundidade de corte, o avanço e a interação
entre eles. A classe de pastilha também se mostrou significante neste estudo e a classe
GC1025, com cobertura PVD TiAlN obteve os menores resultados. A Figura 48 mostra que
praticamente não há interação entre os fatores. Uma vez que as duas pastilhas empregadas
possuem a mesma geometria, o coeficiente de atrito deve ter causado tais resultados.
Figura 47 – Diagrama de Pareto para os efeitos sobre a força de corte
90
Figura 48 – Gráficos de interação dos efeitos sobre a força de corte
A Figura 49 mostra o efeito dos parâmetros de corte sobre a força de penetração. Os
mesmos fatores que contribuíram para o aumento da força de corte, também fizeram com que
a força de penetração atingisse valores mais altos. A Figura 50 mostra que o avanço, a
profundidade de corte, a interação entre ambos e a classe da pastilha foram os parâmetros
mais significantes na força de penetração, nesta ordem. A Figura 51 analogamente à análise
da força de corte mostra que a interação entre os fatores não foi significante.
91
Figura 49 – Efeitos das médias dos fatores sobre a força de penetração
Figura 50 – Diagrama de Pareto para os efeitos sobre a força de penetração
92
Figura 51 – Gráficos de interação dos efeitos sobre a força de penetração
A Figura 52 mostra os efeitos dos parâmetros de corte na força de avanço. Nesta
componente o fator que mais influenciou foi a profundidade de corte, e em seguida, o avanço
e a classe da pastilha. A Figura 53 mostra estes fatores como os mais significantes assim
como a interação entre a profundidade de corte e o avanço. A Figura 54 mostra que
praticamente não há interações entre os fatores.
93
Figura 52 – Efeitos das médias dos fatores sobre a força de avanço
Figura 53 – Diagrama de Pareto para os efeitos sobre a força de avanço
94
Todas as Figuras (46, 49 e 52) mostram que o aumento da velocidade de corte e a não
utilização do fluido de corte obtiveram forças menores. Este decréscimo pode ser justificado
pela diminuição da pressão específica de corte, que tende a cair levemente com o crescimento
da velocidade de corte devido à diminuição da deformação e da dureza do cavaco e também
dos coeficientes de atrito que o aumento da vc e conseqüentemente da temperatura
proporcionam. De forma análoga, o corte à seco causa aumento da temperatura (DINIZ;
MARCONDES e COPPINI, 2001).
Figura 54 – Gráficos de interação dos efeitos sobre a força de avanço
Analisando os três Diagramas de Pareto (Figuras 47, 50 e 53) percebe-se que o avanço, a
profundidade de corte e a interação entre ambos foram significantes em todos os estudos.
Além destes, a classe da pastilha também se mostrou significativa nos três estudos, mostrando
que há grande diferença entre a usinagem com as duas classes de pastilha utilizadas.
95
Comparando as Figuras 46, 49 e 52 (efeitos das médias sobre as forças) com a Figura 43,
percebe-se que os efeitos sobre a resposta se assemelham para alguns fatores. As maiores
velocidades, os menores avanços e classe de pastilha GC 1025, além de melhorarem a
qualidade superficial geraram esforços menores no processo. A profundidade de corte,
praticamente não influenciou a rugosidade, porém possuiu grande influência nos esforços,
conforme comentado, e a utilização do fluido de corte inverte os resultados conforme sua
utilização, mostrando que para alguns fatores a rugosidade superficial não possui correlação
com os esforços de corte.
4.2.3 Respostas obtidas para a estabilidade dimensional
A Tabela 18 mostra os valores encontrados para as medições dos diâmetros. Conforme
exposto no capítulo 3, a coluna “diferença ∅” mostra a variação entre a medição feita logo
depois de terminada a usinagem e a medição realizada 48 horas após o término dos ensaios. A
coluna “temperatura” segue o mesmo procedimento. Os diâmetros foram verificados com
micrômetro de precisão micrométrica e as temperaturas com termômetro infravermelho,
conforme exposto no Capítulo 3. Os dados para as colunas de índice (1) mostram os valores
encontrados para um grupo de ensaios e os das colunas com índice (2) os valores para a
réplica.
96
Tabela 18 – Variações encontradas no diâmetro e na temperatura
Teste
Vc [m/min]
f [mm/v]
ap [mm]
Fluido
Pastilha
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
27
28
29
30
31
32
33
34
35
36
110
150
110
150
130
110
150
110
150
110
150
110
150
130
110
150
110
150
110
150
110
150
130
110
150
110
150
110
150
110
150
130
110
150
110
150
0,1
0,1
0,2
0,2
0,15
0,1
0,1
0,2
0,2
0,1
0,1
0,2
0,2
0,15
0,1
0,1
0,2
0,2
0,1
0,1
0,2
0,2
0,15
0,1
0,1
0,2
0,2
0,1
0,1
0,2
0,2
0,15
0,1
0,1
0,2
0,2
0,25
0,25
0,25
0,25
0,375
0,5
0,5
0,5
0,5
0,25
0,25
0,25
0,25
0,375
0,5
0,5
0,5
0,5
0,25
0,25
0,25
0,25
0,375
0,5
0,5
0,5
0,5
0,25
0,25
0,25
0,25
0,375
0,5
0,5
0,5
0,5
Sim
Sim
Sim
Sim
Sim
Sim
Sim
Sim
Sim
Não
Não
Não
Não
Não
Não
Não
Não
Não
Sim
Sim
Sim
Sim
Sim
Sim
Sim
Sim
Sim
Não
Não
Não
Não
Não
Não
Não
Não
Não
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
Diferença
Diferença ∅
Diferença ∅
temperatura
[mm] - (2)
[mm] - (1)
[°C] - (1)
-0,005
-0,009
-0,008
-0,003
-0,007
-0,008
-0,004
-0,009
-0,001
-0,007
-0,011
-0,012
-0,011
-0,006
-0,016
-0,026
-0,010
-0,015
-0,005
-0,007
-0,008
-0,006
-0,008
-0,005
-0,007
-0,006
-0,008
-0,006
-0,008
-0,011
-0,006
-0,013
-0,012
-0,013
-0,013
-0,018
3,2
3,2
3,2
3,2
2,5
2,5
2,5
2,5
2,5
2,4
2,3
2
2
2
2
2
2
2
2,6
2,8
2,3
2
1,8
1,8
2,6
2,2
2,2
2,3
2
2
1,8
1,2
1,5
1,4
1,3
1,6
-0,006
-0,001
-0,004
0,001
-0,003
-0,017
-0,007
-0,007
-0,004
-0,008
-0,010
-0,007
-0,005
-0,007
-0,015
-0,010
-0,007
-0,007
-0,007
-0,015
-0,005
-0,005
-0,004
-0,003
-0,006
-0,008
-0,005
-0,016
-0,010
-0,006
-0,011
-0,008
-0,010
-0,010
-0,010
-0,005
Diferença
temperatura
[°C] - (2)
Média ∅
[mm]
Média
temperatura
[°C]
5,5
5,5
5,5
5,5
5,5
5,5
5,5
5,5
5,5
3,5
3,5
3,7
3,7
3,7
3,7
3,7
3,7
3,7
4,6
4,2
4
5
4,5
4,2
4,2
4,4
4,9
5,2
5,2
5,2
6,2
6,7
6,7
6,7
6,7
6,7
-0,005
-0,005
-0,006
-0,001
-0,005
-0,013
-0,006
-0,008
-0,002
-0,008
-0,010
-0,009
-0,008
-0,007
-0,015
-0,018
-0,009
-0,011
-0,006
-0,011
-0,007
-0,006
-0,006
-0,004
-0,007
-0,007
-0,007
-0,011
-0,009
-0,009
-0,008
-0,011
-0,011
-0,011
-0,011
-0,011
4,35
4,35
4,35
4,35
4
4
4
4
4
2,95
2,9
2,85
2,85
2,85
2,85
2,85
2,85
2,85
3,6
3,5
3,15
3,5
3,15
3
3,4
3,3
3,55
3,75
3,6
3,6
4
3,95
4,1
4,05
4
4,15
A Tabela 19, analogamente à anterior mostra os valores para os ensaios realizados com
altas velocidades de corte. Nos trechos em branco não foi possível realizar as medições
devido à quebra da ferramenta.
97
Tabela 19 – Variações encontradas no diâmetro e na temperatura para os ensaios com altas
velocidades de corte
Teste
Vc [m/min]
f [mm/v]
ap [mm]
Fluido
Pastilha
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
600
600
600
600
600
600
600
600
600
600
600
600
600
600
600
600
0,1
0,2
0,1
0,2
0,1
0,2
0,1
0,2
0,1
0,2
0,1
0,2
0,1
0,2
0,1
0,2
0,25
0,25
0,5
0,5
0,375
0,5
0,5
0,5
0,5
0,25
0,25
0,25
0,25
0,375
0,5
0,5
Sim
Sim
Sim
Sim
Não
Não
Não
Não
Sim
Sim
Sim
Sim
Não
Não
Não
Não
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
Diferença
Diferença ∅
temperatura
[mm]
[°C]
-0,008
2,6
-0,009
2,8
-0,012
2,9
-0,01
2,8
-0,007
2,8
-0,017
2,8
-0,005
2,8
-0,004
5,6
0,003
5,6
-0,001
4
-0,006
4
0
4
-
Estudou-se a contribuição de cada parâmetro de corte, suas interações e níveis de
significância para a variação dos diâmetros, conforme Figuras 55, 56 e 57 a seguir.
98
Figura 55 – Gráfico dos efeitos principais para variações nos diâmetros
Figura 56 – Gráficos de interação dos efeitos sobre as variações nos diâmetros
99
Figura 57 – Diagrama de Pareto para variações nos diâmetros
Através da Figura 57 observa-se que a utilização do fluido de corte se mostrou
significativa no estudo.
Percebe-se na Figura 55 que o aumento do avanço, o aumento da velocidade de corte, e a
diminuição da profundidade de corte usinaram peças com menor variação dimensional, no
qual o avanço e a profundidade de corte foram os fatores que mais influenciaram as respostas,
depois do fluido de corte, conforme comentado no parágrafo anterior. A classe da pastilha
praticamente não influenciou nos resultados. A Figura 56 mostra que houve interação entre os
fatores, devido à classe de pastilha utilizada e à velocidade de corte.
Vários autores estudaram variação dimensional nas operações de torneamento, como, por
exemplo, Risbood, Dixit e Sahasrabudhe (2003), Carrino et al. (2002a 2002b), e Subhash et al.
(2000, apud Risbood, Dixit e Sahasrabudhe (2003)), mas nestes casos o termo variação
100
dimensional refere-se ao estudo da profundidade de corte pretendida e conseguida na
usinagem, devido à deflexão da peça, causada pelas forças de corte durante o processo, o que
neste trabalho foi praticamente descartada devido à alta rigidez dos corpos de prova
empregados nos ensaios.
Observando as Tabelas 18 e 19 percebe-se que os resultados se apresentam de forma
aleatória, sem mostrar uma tendência com relação aos parâmetros de corte. No entanto
percebe-se que as variações maiores ou iguais a 0,01mm, se concentram mais nos ensaios em
que não houve a utilização de fluido de corte independente dos parâmetros de corte utilizados,
corroborando os gráficos apresentados na Figura 57.
Os resultados também se mostram bastante dispersos e indicam que para se obter
resultados confiáveis, um número maior de ensaios deveria ser realizado.
A não utilização do fluido de corte e conseqüentemente a falta de lubrificação no contato
peça-ferramenta e o aumento da temperatura foram os principais responsáveis pelos valores
encontrados. Apesar das Tabelas 18 e 19 não apresentarem alterações significativas nas
medições de temperatura, suspeita-se que o aumento da temperatura do corte tenha causado
maiores tensões residuais na superfície, uma vez que a temperatura é um dos fatores mais
influenciadores na sua geração e que estas sofreram um relaxamento durante as 48h de espera.
Para confirmar esta hipótese as tensões residuais deveriam ter sido medidas assim que a
peça foi retirada da máquina, e esta ação não foi possível neste trabalho devido à longa
distância entre a máquina de usinagem e a de medições das tensões residuais.
101
4.2.4 Respostas obtidas para a tensão residual
Além dos motivos expostos no item 2.4 que justificam o estudo da tensão residual, Liu e
Barash (1976a) citam que esta também pode afetar a estabilidade dimensional da peças que,
conforme comentado anteriormente, é um dos problemas encontrados hoje nas indústrias que
usinam aço inoxidável super-duplex. Portanto além de mostrar quais parâmetros de corte
poderão melhorar a vida à fadiga das peças com o material em questão, testar-se-á realizar
uma correlação entre as respostas deste item e as variações dimensionais das peças descritas
no item anterior.
Um dos grandes problemas e desafios no estudo de um aço bifásico é entender o
comportamento e a contribuição de cada fase do material no fenômeno estudado. As fases do
aço inoxidável duplex possuem coeficientes de expansão térmica diferentes e este é o
principal motivo do aparecimento de tensões residuais entre as fases do material, após
mudanças na temperatura ou deformações. Essas tensões são chamadas de micro-tensões e no
caso do duplex elas dependem do volume das frações de austenita e ferrita, da morfologia das
fases, deformação cíclica ou monotônica e tratamentos térmicos (LINDGREN; LEPISTÖ,
2003). Devido ao fato das tensões residuais criadas ao longo do processamento do material se
sobreporem, como resultado final, uma peça pode ter uma complexa rede de tensões residuais.
Johansson, Odén e Zeng (1999) estudaram a tensão residual para cada fase de um aço
inoxidável dúplex. Este estudo não foi possível neste trabalho, já que o polimento superficial
nas faces usinadas descaracterizariam o processo de usinagem. Conforme relatado na revisão
bibliográfica, os mesmos pesquisadores encontraram valores de tração e compressão para as
fases austeníticas e ferríticas respectivamente.
102
4.2.4.1 Análises fatoriais para a tensão residual
Para a execução deste trabalho, não foram encontradas pesquisas semelhantes para que se
pudesse descartar variáveis antes de se iniciar os ensaios, e cinco fatores foram escolhidos
para se trabalhar, conforme visto até o momento (avanço, velocidade de corte, profundidade
de corte, classe da pastilha e utilização do fluido de corte).
Conforme citam Barros Neto, Scarmino e Bruns, (2002) o planejamento fatorial completo
é bastante indicado nesta situação. Os mesmos autores também citam que, depois de realizada
uma triagem dos fatores envolvidos nos experimentos, deve-se descartar as variáveis não
significativas para que não se gaste mais tempo e dinheiro em ensaios no laboratório.
As análises a serem realizadas neste item possuem um custo alto, devido ao equipamento
utilizado e tempo de medição despendido. Conforme resultados anteriores percebe-se até o
momento que a variável “fluido” foi a que menos influenciou nas respostas, e optou-se pela
sua eliminação para prosseguimento das análises realizadas a seguir. Além disto percebeu-se
nas análises efetuadas no item 4.1.2 que para as operações de remoção da casca do material,
com a utilização de diversas classes de pastilhas, a maioria não conseguiu mostrar bom
rendimento usinando grandes trechos de material sem a utilização de fluido de corte, e optouse por medir a tensão residual apenas das peças onde foi utilizado fluido de corte durante os
ensaios.
Apenas para confrontar as duas situações (com fluido e sem fluido e com velocidades de
corte maiores e as habituais) foram feitas duas medições: uma em um dos trechos usinados
sem fluido e outra com velocidade de corte maior (600 m/min), que nestas análises também
não foram consideradas.
A Tabela 20 mostra os valores de tensão residual encontrados. Todos os valores
encontrados possuem o sinal (+), com valores de tração. Conforme revisão efetuada quanto
103
maior o valor de compressão, ou menor o valor de tração na superfície da peça, melhores
serão suas propriedades.
Tabela 20 – Valores de tensão residual encontrados
Teste
1
2
3
4
6
7
8
9
20
21
22
23
25
26
27
28
Vc
110
150
110
150
110
150
110
150
110
150
110
150
110
150
110
150
f
0,1
0,1
0,2
0,2
0,1
0,1
0,2
0,2
0,1
0,1
0,2
0,2
0,1
0,1
0,2
0,2
ap
0,25
0,25
0,25
0,25
0,5
0,5
0,5
0,5
0,25
0,25
0,25
0,25
0,5
0,5
0,5
0,5
Pastilha
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
2015
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
Tensão Residual [MPa]
484,5
417
434,5
222,5
654
299,5
345,5
572
354,3
326,4
560
492,5
281,5
329,5
346
406
A medição realizada com o corpo de prova ensaiado com velocidade de corte elevada
(600 m/min) obteve o valor de 225Mpa, e os parâmetros de corte utilizados foram:
f=0,1mm/v, vc=600m/min, ap=0,25mm, com fluido de corte e classe de pastilha GC1025, ou
seja, os dados de corte (exceto a velocidade) são semelhantes aos testes 20 e 21, da Tabela 20.
Com o aumento da velocidade de corte percebe-se que a tensão residual de tração diminuiu.
A medição realizada com o corpo de prova ensaiado sem fluido, obteve o valor de 512
Mpa e os dados de corte são iguais ao teste 1 da Tabela 20. Para esta condição de corte, a
tensão residual de tração aumentou ainda mais na usinagem a seco.
A Figura 58 mostra a análise fatorial para os valores de tensão residual encontrados em
função dos parâmetros de corte.
104
Figura 58 – Gráfico dos efeitos principais para a tensão residual
Percebe-se que a variável com menor influência é a profundidade de corte, quando as
médias são estudadas. O aumento da velocidade de corte contribuiu para menores valores de
tensão residual de tração encontrados, e estes resultados foram ainda mais pronunciados no
corpo de prova onde se aumentou bruscamente a velocidade de corte, conforme exposto
anteriormente. O decréscimo do avanço também contribuiu para a diminuição das tensões
residuais, assim como a usinagem com pastilha de classe GC1025 e o aumento da
profundidade de corte, apesar de ter influência menor.
Comparando a Figura 58 e a Figura 55 (estabilidade dimensional), percebe-se que com
exceção da velocidade de corte, os parâmetros de corte influenciam os resultados de forma
contrária, ou seja, enquanto que o aumento do avanço gerou tensões residuais menores, ao
mesmo tempo gerou diferenças dimensionais maiores.
105
Percebe-se que a não utilização do fluido de corte influi negativamente a geração de
tensões residuais e a estabilidade dimensional da peça, enquanto que os fenômenos mecânicos
de deformação possuem influência contrária.
As Figuras 59 e 60 mostram o Diagrama de Pareto e o Gráfico de Interações
respectivamente.
Figura 59 – Diagrama de pareto dos efeitos sobre a tensão residual
106
Figura 60 – Gráficos de interação para tensão residual
Nota-se na Figura 59 que nenhuma variável é significativa no estudo realizado
(considerando uma confiabilidade de 95%), e que a interação de 3a ordem entre velocidade de
corte, avanço e profundidade teve maior influência do que qualquer variável sozinha. Para que
as interações do gráfico de Pareto entrem na faixa de significância, seria necessário se
trabalhar com uma incerteza de aproximadamente 30%, o que seria uma probabilidade de erro
muito grande.
A Figura 60 mostra que, a única combinação de fatores que não mostrou interação foi o
avanço com a profundidade de corte, dificultando um pouco mais as análises, com o grande
número de interações presentes.
A velocidade de corte possui influência na formação das tensões residuais. Quando
analisada com os outros fatores, seu comportamento se inverte, dependendo dos parâmetros
de corte utilizados. Quando o menor valor da velocidade foi utilizado e os outros valores
107
aumentados, os valores da tensão residual diminuíram, e quando a velocidade de corte subiu,
o aumento dos outros parâmetros de corte causaram aumento das tensões residuais.
Aparentemente, existe um ponto ótimo de deformação vs. Efeito térmico para que as menores
tensões residuais de tração sejam alcançadas. A classe da pastilha também mostrou ter grande
interação com os outros fatores. Portanto, variando os parâmetros de corte selecionados, podese concluir que a formação da tensão residual com este material (neste caso) é influenciada
mais pelos fenômenos térmicos do que os mecânicos de deformação.
Como as classes de pastilhas mostraram ter grande influência no estudo das tensões
residuais, e interação grande com todos os fatores estudados, optou-se por estudar seus efeitos
separadamente.
A Figura 61 mostra o gráfico dos efeitos principais sobre a tensão residual considerando a
classe de pastilha GC1025, que apresentou em média valores de tensão residual de tração 10%
menores do que a classe GC 2015. A Figura 62 mostra o Diagrama de Pareto e a Figura 63 os
Gráficos de Interações para a mesma pastilha.
108
Figura 61 – Gráfico dos efeitos principais para a classe de pastilha GC1025
Figura 62 – Diagrama de Pareto para os efeitos da classe de pastilha GC1025
109
Figura 63 – Gráficos de interações para os efeitos da classe de pastilha GC1025
Percebe-se nas figuras anteriores que nenhum fator mostrou ser significante no estudo.
Mas o avanço, a profundidade de corte e a interação entre ambos foram os mais influentes,
nesta seqüência. A velocidade de corte praticamente não influenciou nos resultados, quando
esta classe de pastilha foi utilizada.
Para melhor entender os resultados, serão analisados os gráficos de contorno apresentados
nas Figuras 64 e 65 para a classe GC1025.
110
Figura 64 – Gráficos de contorno para tensão residual com ferramenta de classe GC1025 e parâmetros
altos
Nota-se na Figura 65 no gráfico “ap x vc” que com o avanço de 0,1mm/v utilizado com
esta classe de ferramenta, mesmo variando a velocidade de corte e a profundidade, os valores
da tensão residual de tração encontrados foram os menores. O mesmo não acontece na Figura
64 onde, para atingir o menor valor de tensão residual, foi necessário utilizar velocidade de
corte baixa e profundidade de corte alta. Portanto com a análise dos gráficos, percebe-se que
para a classe de pastilha GC1025, a melhor condição de usinagem para a tensão residual foi
obtida com a utilização do menor avanço, independente dos outros parâmetros de corte, o que
pode também ser deduzido através da Figura 61, que mostra o avanço como o fator mais
influenciador. O aumento do ap contribuiu ainda mais para a obtenção dos menores valores
encontrados e foi o segundo parâmetro mais influenciador. As Figuras 66 e 67 mostram os
gráficos de superfície para as mesmas análises.
111
Figura 65 – Gráficos de contorno para tensão residual com ferramenta de classe GC1025 e parâmetros
baixos
Apesar da Figura 62 não apresentar nenhum parâmetro significativo, tentou-se estabelecer
através de regressão linear um modelo empírico para correlacionar os parâmetros de corte
com a tensão residual, utilizando-se a pastilha de classe 1025 que demonstrou ser a melhor
opção para este estudo até o momento. A equação 17 descreve a regressão. Os detalhes
encontram-se no apêndice C deste trabalho.
σ res = 320 + 0,20Vc + 1232 f − 390 a p
(17)
112
Nunca é demais lembrar que o modelo anterior aplica-se somente a este caso, ou seja, na
usinagem do super-duplex em questão, com os limites de usinagem estabelecidos neste
trabalho (f: 0,1-0,2 mm/v ; vc : 110-150 m/min ; ap: 0,25-0,5 mm) utilizando o fluido
caracterizado em “Materiais e Métodos”. O mesmo vale para a pastilha (VNMG 160404-MF
– 1025) e não é possível prever extrapolações do modelo com parâmetros de corte diferentes.
Figura 66 – Gráficos de superfície para tensão residual com ferramenta de classe GC1025 e
parâmetros altos
113
Figura 67 – Gráficos de superfície para tensão residual com ferramenta de
classe GC1025 e parâmetros baixos
A Tabela 21 descreve os valores medidos e os valores calculados através da equação 17,
bem como as diferenças em porcentagem.
Tabela 21 – Diferenças entre os valores de tensão residual medidas e calculadas
Vc
[m/min]
f [mm/v]
ap [mm]
Pastilha
Tensão
medida
[MPa]
110
150
110
150
110
150
110
150
0,1
0,1
0,2
0,2
0,1
0,1
0,2
0,2
0,25
0,25
0,25
0,25
0,5
0,5
0,5
0,5
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
1025
354,3
326,4
560
492,5
281,5
329,5
346
406
Tensão
Diferença Diferença
calculada
[MPa]
em %
[MPa]
367,7
375,7
490,9
498,9
270,2
278,2
393,4
401,4
-13,4
-49,3
69,1
-6,4
11,3
51,3
-47,4
4,6
-3,78
-15,10
12,34
-1,30
4,01
15,57
-13,70
1,13
114
Bouzid Saï, Bem Salah e Lebrun (2001) realizaram alguns experimentos de fresamento, a
fim de iniciar o estudo da integridade superficial de um aço ao carbono 1020 e um aço
inoxidável duplex, porém não efetuaram medições de tensão residual para o inoxidável. Os
resultados mostraram que com o aumento do avanço e da velocidade de corte (considerando o
conjunto e não os fatores individualmente) ocorreu aumento das tensões residuais de tração
nos dois sentidos do material fresado.
Capello et al. (1999) estudaram a influência dos parâmetros de corte na tensão residual de
2 materiais endurecidos no processo de torneamento. Os autores citam que, devido ao baixo
aquecimento na peça de trabalho durante o torneamento, é esperado que o efeito térmico
alivie a tensão residual gerada pelos campos de deformação e, portanto, os fatores que mais
influenciam a formação da tensão residual são aqueles que mais afetam a deformação e a
temperatura durante o processo. A velocidade de corte e o ângulo de saída primário são os
fatores que mais influenciam as tensões residuais, segundo a revisão realizada pelos autores,
porém os experimentos mostraram que, os fatores mais influentes foram o avanço e o raio de
ponta da ferramenta. A velocidade de corte e o ângulo de saída tiveram relevância secundária.
O aumento da velocidade de corte, a diminuição do avanço, a diminuição do raio de ponta, e o
aumento positivo do ângulo de saída produziram peças com menor tensão residual de tração.
Já os resultados obtidos por Delijaicov (2004) mostraram que o aumento da velocidade de
corte, a diminuição do avanço e o aumento do raio de ponta fazem com que a tensão residual
de compressão diminua, ou seja, os trabalhos convergem apenas para o raio de ponta,
considerando que os mesmos foram realizados com materiais endurecidos.
Brinksmeier et al. (1982) citam que o aumento da temperatura de corte, favorece o
aumento da tensão residual de tração.
Jang et al. (1996) durante torneamento de aço inoxidável AISI 304, concluíram que a
afiação da ferramenta influencia mais na tensão residual do que os parâmetros de corte, porém
115
baixo avanço (0,08mm/v), grande profundidade de corte (1mm) e baixa velocidade de corte
(<180 rpm = 30m/min) produziram peças com os menores valores de tensão residual de
tração.
Já Saoubi et al. (1999) durante experimentos com corte ortogonal em peças cilíndricas de
AISI 316L, concluíram que a tensão residual aumenta em torno de 20% com o aumento da
velocidade de corte (trabalhando em faixas de 100 a 200m/min). Os autores também
encontraram mudanças significativas nos valores de tensão residual quando foram testadas
diferentes coberturas para os insertos e concluíram que a diminuição do atrito devido ao
revestimento utilizado diminuiu a temperatura na região de corte e fez com que menores
valores de tensão residual de tração fossem atingidos. Ainda citam que os efeitos térmicos
causados por esta mudança no atrito foi a variável que mais contribuiu para a caracterização
da superfície durante os ensaios. Os autores ainda concluíram que o avanço não teve
influência significativa na tensão residual, mas que seu aumento faz com que a camada de
tensão de tração superficial cresça assim como as tensões de compressão abaixo da superfície.
Shaw (2005) durante o corte ortogonal de um aço de baixo carbono, encontrou valores de
tensão residual perpendiculares à direção de corte de tração em todos os corpos de prova.
Maiores valores de tensão residual de tração foram obtidos com baixas velocidades de corte e
baixas profundidades de corte.
Comparando os resultados obtidos com os trabalhos pesquisados, percebe-se semelhança
em vários pontos. Bouzid Saï, Bem Salah e Lebrun (2001) citam que o aumento da velocidade
de corte e do avanço aumentaram os valores de tensão residual de tração, o que se assemelha
a este estudo. O trabalho de Jang et al. (1996) durante torneamento de aço inoxidável AISI
304, mostra resultados semelhantes ao deste trabalho, no qual baixo avanço, grande
profundidade de corte e baixa velocidade de corte produziram peças com os menores valores
de tensão residual de tração. Os valores encontrados foram da ordem de 600 Mpa.
116
O trabalho de Saoubi et al. (1999) coincide em parte com este trabalho, no qual o aumento
da velocidade de corte produziu peças com maior tensão residual, e ocorreram mudanças
significativas na tensão residual quando a usinagem foi feita com diferentes revestimentos.
Percebe-se que a caracterização da tensão residual não pode ser generalizada, que depende
grandemente das variáveis de influência estudadas e de suas magnitudes utilizadas nos
trabalhos, e que pequenas mudanças no processo ou nos parâmetros de corte alteram
totalmente suas tendências.
Um fato que dificulta bastante as análises conforme supracitado é a diferente distribuição
das fases na superfície gerada, e o fato de que cada fase contribui de forma diferente para a
formação das tensões residuais.
As conclusões que podem ser tiradas nas análises de tensão residual para este material,
nos levam a crer que o recobrimento da pastilha teve importante função na geração de
tensões, conforme mostram os gráficos de interação estudados. Quando os gráficos dos efeitos
principais foram estudados para a classe de pastilha GC 2015, todos os parâmetros de corte
tiveram influência contrária aos valores encontrados para a classe GC 1025. Assim, as
mudanças no atrito durante a usinagem para as duas classes mostram-se fundamentais para a
geração das tensões, uma vez que estão ligadas diretamente aos fenômenos térmicos e aos
esforços de corte, que também são responsáveis pela geração das tensões residuais.
As mudanças na temperatura e conseqüentemente alívio maior ou menor das tensões
residuais geradas no torneamento se mostraram mais importantes que os fenômenos de
deformação no estudo, uma vez que influi totalmente nas análises dos mesmos, porém é
preciso observar a influência de cada um dos parâmetros de corte com o revestimento
adequado.
117
Diante dos fatos mencionados, e considerando que há interação entre quase todas as
variáveis, conforme mostra a Figura 60 acredita-se que o erro de 15% obtido na regressão
linear mostra-se razoável, e o modelo foi aceito para descrever o comportamento da tensão
residual para a classe GC 1025.
4.2.5 Respostas obtidas para as medições de micro-dureza
Com os espaçamentos ilustrados na Tabela 8, foi possível construir o perfil de microdureza de cada fase dos corpos de prova. A Figura 68 ilustra um exemplo. Todos os valores
das medições efetuadas encontram-se no “anexo A”.
Perfil de micro-dureza
Micro-dureza (HV0,05)
600
500
400
Ferrita
Austenita
300
Polinômio (Ferrita)
200
Polinômio (Austenita)
100
0,
4
0,
2
0,
1
0,
08
0,
06
0,
04
0,
02
0
0
Distância da superfície (mm)
Figura 68 – Perfil de micro dureza do corpo de prova 2 da Tabela 9 (vc =150m/min; f=0,1mm/v;
ap=0,25mm)
118
O comportamento descrito na figura anterior foi predominante para todos os corpos de
prova, ou seja, o primeiro ponto de medição de micro-dureza apresentou valores menores que
os seguintes, devido ao fato de ser bastante difícil encontrar exatamente o primeiro local
disponível, abaixo da superfície do baquelite em que era possível se conseguir uma
endentação completa. Desta forma, as primeiras medições sempre apresentaram influência do
baquelite, que obviamente é mais “mole” que o corpo de prova. As medições foram realizadas
até valores onde se pressupõe que a usinagem não tenha mais afetado o material.
Em medições prévias notou-se que abaixo de 0,1mm a influência da usinagem nos corpos
de prova de acabamento foi praticamente nula. Pode-se notar também que a ferrita teve
maiores valores de micro-dureza nas regiões próximas à superfície do que a austenita e à
medida que as medições foram em direção ao núcleo, estas diferenças diminuíram, com um
decréscimo menor da austenita do que da ferrita.
Estudou-se algumas peças oriundas das operações de desbaste para efeito de comparação
com os resultados obtidos no acabamento. As Figuras 69 e 70 mostram os resultados de tais
medições. Escolheu-se uma peça como padrão (peça 1) que corresponde ao trecho 1 da Tabela
3 (vc=80m/min; f=0,25mm/v; ap=2mm), com os níveis mais baixos dos parâmetros de corte
escolhidos. Para estudar os efeitos do aumento dos parâmetros de corte, foram estudados mais
três corpos de prova, nos quais, o ap maior citado nas figuras em questão é de 4mm, o avanço
é de 0,4mm/v e a vc de 110m/min. As fases austeníticas e ferríticas foram separadas em 2
gráficos para facilitar a visualização.
119
Perfis de micro-dureza (Desbaste - Austenita)
600
Midro-dureza (HV0,05)
500
400
300
200
Peça 1 - Austenita
Ap maior - Austenita
100
Avanço maior - Austenita
Vc Maior - Austenita
1
0,5
0,4
0,3
0,2
0,15
0,1
0,09
0,08
0,07
0,06
0,05
0,04
0,03
0,02
0,01
0
0
Distância da superfície (mm)
Figura 69 – Perfis de micro-dureza de operações de desbaste – austenita
Perfis de micro-dureza (Desbaste - Ferrita)
500
Midro-dureza (HV0,05)
450
400
350
300
250
200
Peça 1 - Ferrita
150
Ap maior - Ferrita
100
Avanço maior - Ferrita
Vc Maior - Ferrita
50
1
0,5
0,4
0,3
0,2
0,15
0,1
0,09
0,08
0,07
0,06
0,05
0,04
0,03
0,02
0,01
0
0
Distância da superfície (mm)
Figura 70 – Perfis de micro-dureza de operações de desbaste – ferrita
Os valores de micro-dureza encontrados nas operações de desbaste são semelhantes aos
encontrados nas operações de acabamento e, em alguns casos, até menores. O gradiente de
120
variação das medições foi menor e, portanto, mais difícil de encontrar uma linha de transição
entre faixas afetadas pela usinagem e faixas sem alteração. Porém, observa-se que abaixo de
0,2 mm da superfície também não houveram variações consideráveis.
Comparando todos os resultados encontrados nas operações de desbaste e de acabamento,
nota-se que os únicos casos em que a fase austenítica apresentou maiores valores de dureza
próximos à superfície usinada, com relação à fase ferrítica ocorreu onde se aumentou o
avanço ou a profundidade de corte. A Figura 71 ilustra este fenômeno. Próximo a 0,1mm da
superfície usinada, os valores se invertem e os valores de micro-dureza se comportam como
de costume (maiores valores para ferrita, porém próximos).
Comparação de alguns perfis
600
400
300
200
100
Ap maior - Ferrita
Ap maior - Austenita
0
3
4
5
0,
0,
1
2
0,
15
0,
1
0,
0,
09
08
0,
07
0,
06
0,
05
0,
04
0,
03
0,
02
0,
01
0,
0
Avanço maior - Ferrita
0,
Midro-dureza (HV0,05)
500
Avanço maior - Austenita
Distância da superfície (mm)
Figura 71 – Comparação entre as fases ferríticas e austeníticas com ap e f maiores
121
Percebe-se, portanto, que a austenita é mais sensível às deformações impostas pela
usinagem quando estas atingem maiores valores de avanço e profundidade de corte, e maiores
deformações são impostas na superfície do material, do que os fenômenos térmicos. O
processo de deformação da austenita ocorre por rearranjamento dos contornos de grãos e tem
um caráter viscoso. Como este rearranjamento é mais dependente do tempo do que o
escorregamento ocorrido nas deformações das fases ferríticas, as deformações ocorridas nas
fases austeníticas são mais dependentes das taxas de deformação impostas na usinagem do
que as deformações ocorridas nas fases ferríticas (SHAW, 2005).
4.2.5.1 Análises fatoriais para os valores de micro-dureza
Foram consideradas duas situações para iniciar o estudo das análises fatoriais de microdureza:
1a) foi utilizado o maior valor encontrado em toda a amostragem (que obviamente ficou
dentro de 0,1mm da superfície usinada);
2a) foi utilizada a média aritmética dos 5 maiores valores encontrados na amostra, dentro
do campo de até 0,1mm de profundidade da superfície usinada. Neste caso acredita-se que
ocorrerá minimização das incertezas das medições, no caso de uma das medidas máximas não
representar o valor real do corpo de prova. Porém também serão minimizadas possíveis fases
com maiores (ou menores) valores de micro-dureza localizados.
A Figura 72 ilustra a diferença entre os valores considerando as duas situações descritas.
122
Diferenças entre as opções 1 e 2
700
Micro-dureza (HV0,05)
600
500
400
300
200
MAIOR VALOR
100
MÉDIA
39
37
35
33
31
29
27
25
23
21
19
17
15
13
11
9
7
5
3
1
0
Amostra
Figura 72 – Diferenças entre as opções 1 e 2 para análises de micro-durezas
Considerando a média aritmética de todos os valores, a diferença entre as análises ficou
em torno de 10% para a austenita e 23% para a ferrita. Nota-se que nos picos, onde os maiores
valores se concentraram, as diferenças com relação aos menores valores foram maiores,
evidenciando pontos concentrados de maior micro-dureza. Optou-se por trabalhar com o
maior valor de dureza encontrado no trecho analisado, já que de acordo com o gráfico
anterior, não houve discrepâncias quando só o maior valor foi considerado e feitas as análises
fatoriais para as duas situações notou-se respostas praticamente semelhantes.
A Figura 73 ilustra o diagrama de pareto para os maiores valores da austenita e a Figura
74 para a ferrita. Nota-se que para a austenita, nenhum fator se mostrou significante, mas a
interação de 3a ordem entre o avanço, a profundidade de corte e a pastilha mostrou ser o mais
importante. Abaixo da interação a seqüência avanço, profundidade de corte e pastilha foram
os mais importantes, nesta ordem.
123
Figura 73 – Diagrama de Pareto para a austenita (maior valor de dureza)
Para a ferrita, a interação também de 3a ordem entre a velocidade de corte, o avanço e a
profundidade de corte se mostrou significativa, evidenciando a sensibilidade na alteração das
micro-durezas impostas pelos fenômenos térmicos.
124
Figura 74 – Diagrama de Pareto para a ferrita (maior valor de dureza)
A Figura 75 mostra o gráfico dos efeitos principais na micro-dureza da austenita e a
Figura 76 da ferrita. Comparando as duas figuras com os valores obtidos nas operações de
desbaste nota-se uma semelhança, quanto à profundidade de corte e o avanço. Em ambos os
casos o aumento destes parâmetros induziu maiores valores de micro-dureza nas peças. Para a
ferrita, esta diferença foi menor, pois se nota claramente que apesar de indicar uma tendência
da influência dos parâmetros de corte, esta é de menor grandeza do que os valores
encontrados na austenita.
125
Figura 75 – Gráficos dos efeitos principais para a austenita (maior valor de dureza)
Figura 76 – Gráficos dos efeitos principais para a ferrita (maior valor de dureza)
126
Analogamente às análises feitas para a tensão residual, um corpo de prova com velocidade
de corte de 600m/min foi analisado. Comparando os parâmetros de corte desta peça com outra
de mesmos parâmetros (exceto a velocidade de corte) nota-se que a utilização do maior valor
da velocidade de corte aumentou a micro-dureza tanto para a fase ferrítica quanto para a
austenítica. O aumento foi de aproximadamente 15% nos dois casos.
O corpo de prova usinado sem fluido, praticamente não teve alterações na fase austenítica,
que apresentou uma variação de apenas 4%. Já a fase ferrítica apresentou um decréscimo em
sua micro-dureza máxima de aproximadamente 16%.
Também foram analisadas as médias dos maiores valores máximos encontrados nas
medições ((maior valor da ferrita + maior valor da austenita) / 2). Na verdade esta média
caracteriza o material como um todo, analogamente às medições de tensão residual. A Figura
77 ilustra o gráfico dos efeitos principais.
A composição das micro-durezas das duas fases mostra que o avanço e a profundidade de
corte são os maiores influenciadores das mudanças superficiais. Estes são os dois maiores
responsáveis pelos fenômenos mecânicos e térmicos no processo de usinagem, que
influenciam diretamente o encruamento obtido no processo de usinagem. Mais uma vez a
classe de pastilha se mostrou significativa no estudo.
A Figura 78 mostra o Diagrama de Pareto para a nova análise. Observa-se que a interação
entre a velocidade de corte, o avanço e a profundidade de corte é o fator de maior influência
do processo, e praticamente se mostra significativo para a análise com 95% de confiabilidade,
de forma análoga ao Diagrama de Pareto mostrado para a Ferrita (Figura 74). Comparando-se
os três diagramas apresentados até o momento (Figura 73, Figura 74 e Figura 78), nota-se que
o avanço e a profundidade de corte, aparecem como os componentes parciais das interações
mais significativas no estudo. A alteração principal é que a velocidade de corte aparece na
interação da ferrita, enquanto que a classe da pastilha aparece na austenita.
127
Figura 77 – Gráficos dos efeitos principais para a média dos maiores valores de micro-dureza
(austenita e ferrita)
Figura 78 – Diagrama de Pareto para a média dos maiores valores de micro-dureza (austenita e ferrita)
128
A Figura 79 mostra o gráfico de interações para a média dos maiores valores. Nota-se que
todos os parâmetros sofrem influência da velocidade de corte.
Figura 79 – Gráfico de interações para os valores médios de micro-dureza (Austenita e ferrita)
Não foram encontradas pesquisas semelhantes que analisaram a micro-dureza de aços
inoxidáveis super duplex, porém várias pesquisas foram desenvolvidas com outros aços
ligados e aços ao carbono.
Bouzid Saï, Bem Salah e Lebrun (2001) mostraram que os maiores avanços resultaram em
maiores valores de micro-dureza e que estes estavam mais abaixo da superfície em ensaios de
fresamento. Eles justificaram este aumento pelo maior contato entre o cavaco e a ferramenta e
a maior espessura do cavaco removido, além dos fenômenos térmicos que o aumento do
avanço acarreta. O aumento da velocidade de corte também fez com que a micro-dureza fosse
maior e o aumento da temperatura pode estar relacionado com este fenômeno.
129
Machado et al. (2003) estudaram a micro-dureza superficial em corpos de prova de AISI
304 durante o processo de torneamento em função do avanço utilizado. Os resultados
mostraram um aumento dos valores de micro-dureza com a diminuição do avanço. Os autores
atribuem o aumento das micro-durezas ao aumento do encruamento e da formação de
martensita induzida por deformação que é bastante comum nos aços inoxidáveis austeníticos.
Para este trabalho, percebe-se através da Figura 77, que a velocidade de corte
praticamente não influenciou os valores das micro-durezas. O maior avanço e a maior
profundidade de corte, aumentaram os valores encontrados e a classe de pastilhas GC 1025,
que até agora, demonstrou influir grandemente em todas as análises obteve menores valores
de micro-dureza. As maiores taxas de deformação impostas nos corpos de prova, causaram
maiores valores de micro-dureza nos corpos de prova. A classe GC 1025 atenuou tais
deformações, (até o momento percebe-se que com esta classe a condição de atrito é mais
favorável ao corte neste material) e obteve menores valores de micro-dureza.
4.2.6 – Respostas obtidas para as análises microestruturais
Com as análises microestruturais realizadas com os sucessivos ataques descritos
anteriormente, percebeu-se que as análises a serem realizadas nos corpos de prova de
acabamento não deverão demonstrar novos resultados uma vez que as condições de corte
eram menores, o material foi menos solicitado e possivelmente não serão identificadas
mudanças micro-estruturais com os ataques realizados até o momento. Mesmo assim alguns
corpos de prova foram analisados e como previsto nenhum resultado novo foi observado.
130
Foi utilizado então, um novo método na tentativa de se identificar possíveis fases
precipitadas através de um difratômetro de raios-x, conforme descrito no Capítulo 3. Alguns
corpos de prova foram analisados e mais uma vez não se notou mudanças significativas no
estudo. Os picos encontrados nos espectros de difração analisados só diziam respeito à ferrita
e à austenita. Os resultados também foram comparados com um difratograma fornecido pelo
fabricante do material, que analisou a mesma liga de um outro lote fabricado. A Figura 80
mostra um dos difratogramas referente a um dos corpos de prova analisados.
Figura 80 – Difratograma de um corpo de prova usinado com parâmetros de acabamento
(vc=150m/min, f=0,2mm/v, ap=0,5mm, com fluido de corte e classe de pastilha GC1025)
131
4.2.7 Correlações entre os resultados
Até o momento, foi estudado o efeito das variáveis de entrada nas respostas, através de
estudos das médias dos efeitos e das interações entre as variáveis. Torna-se então necessário,
neste momento, investigar possíveis correlações entre as respostas obtidas nos ensaios e
também suas correlações com as variáveis de entrada considerando apenas uma delas.
Para tanto, foi estudada a possível correlação entre os dados de entrada e saídas através da
análise do coeficiente de Pearson, que indica a possível correlação entre os dados estudados.
Segundo Ara, Musetti e Schneiderman (2003) quanto mais este valor se aproxima de um,
maior é a correlação entre os dados amostrais. Todos os resultados das análises encontram-se
no anexo B e foram consideradas significativas as correlações maiores que 0,9.
A princípio foi feito um estudo com todas as variáveis de entrada e saída e notou-se que a
rugosidade possui correlação com o avanço, as forças possuem correlação com o avanço e a
profundidade de corte e também entre si, o que era de se esperar.
A seguir iniciou-se um estudo travando uma das entradas, para eliminar possíveis
interações entre as mesmas. Notou-se nesta situação, que apenas duas correlações
significativas foram encontradas (excluindo aquelas citadas no parágrafo anterior). A primeira
entre a micro-dureza e a força de corte (pág. 163), quando a pastilha 2015 foi desconsiderada
no estudo. A segunda entre a tensão residual e a variação dimensional (pág. 174), quando a
profundidade de corte de 0,25mm não foi considerada nas análises.
Prosseguindo com as análises, foi decidido aprofundá-las nestas duas correlações,
eliminando outras variáveis no estudo para confirmar a correlação. Nota-se a partir da página
176 que as correlações não prevalecem para todas as análises. Conclui-se que não é possível
estabelecer correlações para todos os conjuntos de valores utilizados, e que o efeito das
interações inviabiliza esta análise.
132
Para a análise da correlação entre a tensão residual e a variação dimensional, percebe-se
que ela não ocorre em todos os conjuntos de dados, conforme citado no parágrafo anterior,
mas é possível perceber que os coeficientes de Pearson na maioria dos estudos mostram-se
negativos, o que indica que há correlação negativa entre as duas respostas, ou seja, os corpos
de prova com maiores variações dimensionais apresentaram menores valores de tensão
residual e vice-versa, conforme já observado no item 4.2.4.1.
Com os dados disponíveis, buscou-se encontrar outras correlações. No caso da tensão
residual com os valores de micro-dureza (média) também foram obtidos baixos coeficientes
de Pearson, mas nota-se que a tendência é se ter uma correlação positiva. Já para as análises
da tensão residual com os valores de micro-dureza de cada fase do material (austenita e
ferrita), não foi possível encontrar sequer uma tendência.
Referente às análises da variação dimensional, com os valores de micro-dureza, algumas
planilhas apresentaram correlações e há uma tendência de correlação negativa entre a microdureza da ferrita e a variação dimensional e positiva entre a micro-dureza da austenita e a
mesma variação.
Em todas as análises, é possível perceber que quando o ap=0,5mm foi utilizado as
respostas apresentaram maiores chances de correlação, indicando também que uma possível
causa para as dificuldades encontradas em correlacionar as respostas, além das interações
existentes, é o fato dos parâmetros de corte provavelmente não apresentarem as variações
suficientes para provocar os efeitos esperados nas análises, apesar de estarem muito próximos
da utilização diária na indústria.
Uma das propostas iniciais de estudo deste trabalho era mostrar que a tensão residual está
correlacionada com a variação nas dimensões das peças estudadas. Percebeu-se, porém que o
estudo foi inviabilizado pelo grande número de interações presentes nos estudos da variação
dimensional das peças. Outro fato a ser considerado é que para aprofundar melhor os estudos
133
em busca desta correlação, ao medir a temperatura e a dimensão das peças, a tensão residual
também deveria ter sido medida ao retirar a peça da máquina, já que a suspeita é que a
variação dimensional ocorra com o “relaxamento” das tensões impostas pela usinagem, e
estas medições não foram possíveis neste estudo. A tensão residual só foi medida após 48h da
peça ter sido retirada da máquina, ou seja, com a segunda medição de temperatura. Apesar da
correlação não se manter por todas as sub-planilhas da análise entre a tensão residual e a
variação dimensional, optou-se por encontrar a equação que as correlacionam. As regressões
efetuadas encontram-se no anexo C do trabalho.
De acordo com a equação 18 abaixo é possível correlacionar a variação dimensional com
a tensão residual da peça:
σ res [MPa ] = 416 + 1526 (Var φ )[ mm ]
(18)
4.2.8 – Gráficos de contorno das respostas x parâmetros de corte
Desde o início deste trabalho um dos objetivos propostos foi indicar quais parâmetros
devem ser selecionados para se obter a melhor integridade superficial, ou pelo menos indicar
quais parâmetros selecionar para obter determinadas características. Como as classes de
pastilhas apresentaram interações em quase todas as análises, optou-se por separá-las. A
pastilha de classe GC 1025 foi a que apresentou os menores valores de tensão residual
conforme supracitado, e é a pastilha mais dura e teoricamente mais resistente ao desgaste para
este tipo de material (apesar de não ter investigado sistematicamente). Portanto os gráficos a
134
seguir mostrarão os dados referentes à utilização da classe GC 1025 e fluido de corte,
conforme já investigado nos itens anteriores. O método utilizado será a sobre-posição de
gráficos de contorno conforme apresentado nas Figuras 64 e 65. As Figuras 81, 82 e 83
mostram os gráficos para os índices mais altos dos parâmetros de corte, ou seja, f=0,2mm/v,
vc =150m/min e ap=0,5mm.
Figura 81 – Gráfico de contorno para f=0,2 mm/v
135
Figura 82 – Gráfico de contorno para ap=0,5mm
Figura 83 – Gráfico de contorno para vc =150m/min
136
As Figuras 84, 85 e 86 mostram os gráficos para os índices mais baixos dos parâmetros de
corte, ou seja, f=0,1mm/v, vc =110m/min e ap=0,25mm.
Figura 84 – Gráfico de contorno para f=0,1mm/v
137
Figura 85 – Gráfico de contorno para ap=0,25mm/v
Figura 86 – Gráfico de contorno para vc =110m/min
138
Com os gráficos anteriores pode-se selecionar quais parâmetros de corte são mais
adequados para se obter a característica desejada.
Observando todos os gráficos percebe-se que a profundidade de corte é uma variável
bastante influenciadora em todas as respostas. A Figura 82 mostra condições de corte que
combinadas podem ser aceitas como as melhores para a obtenção da melhor integridade
superficial. Neste caso, utilizando profundidade de corte = 0,5mm, velocidade de corte =
110m/min e avanço = 0,1 mm/v, foram obtidos baixa tensão residual de tração, baixa
rugosidade e alta micro-dureza.
Porém percebe-se que no dia-a-dia da indústria a profundidade de corte é a variável mais
difícil de se controlar. A velocidade de corte e o avanço são parâmetros que dependendo da
peça podem ser perfeitamente ajustados, pelo menos na última passada do acabamento sem
trazer grandes perdas à produtividade, porém a profundidade de corte é um pouco mais difícil
de se escolher e muitas vezes é preciso retrabalhar a peça com sucessivas passadas para a
obtenção da dimensão desejada. Diante disto fica bastante difícil extrapolar dados para se
prever quais parâmetros seriam obtidos caso profundidades de corte diferentes fossem
utilizadas. Porém percebe-se através da Figura 85 que utilizando profundidade de corte =
0,25mm, avanço = 0,1mm/v e velocidade de corte próxima à 150m/min, pode-se obter valores
como tensão residual menor que 350Mpa, rugosidade superficial menor que 1,5Ra e microdureza entre 420 e 440 HV0,05.
Como nas análises anteriores, percebe-se também nestas, que existe grande interação entre
os parâmetros influenciando de forma diferente as respostas. Podem sem tiradas as seguintes
conclusões:
Os parâmetros de corte recomendados para a obtenção dos melhores resultados da
integridade superficial foram: f=0,1 mm/v, ap=0,5 mm e vc =110 m/min;
139
Mantendo o avanço e a velocidade de corte iguais ao item anterior e alterando a
profundidade de corte para 0,25 mm, percebe que:
o os valores de micro-dureza caem do valor mais alto para o mais baixo,
praticamente linearmente;
o a tensão residual no início tem uma grande tendência de aumento e depois
ao se aproximar do valor da profundidade de corte de 0,25mm
praticamente se estabiliza sofrendo uma acréscimo de aproximadamente
20% sobre o valor inicial;
o
a rugosidade superficial também aumenta porém com comportamento
inverso à tensão residual, ela começa com um aumento discreto e depois
cresce rapidamente ao se aproximar da profundidade de corte de 0,25mm,
praticamente dobrando seu primeiro valor;
Mantendo a profundidade de corte de 0,5 mm, o avanço de 0,1mm/v, e variando a
velocidade de corte, percebe-se que:
o a resposta mais sensível é a micro-dureza que decresce do maior valor para
o menor quando a velocidade de corte aumenta para 150m/min,
praticamente linearmente;
o a tensão residual inicialmente tem uma grande tendência de aumento a qual
decresce ao se aproximar da velocidade de corte mais alta porém termina
na média entre o valor mínimo encontrado anteriormente e o valor
máximo;
o a rugosidade superficial praticamente não se altera com a variação da
velocidade de corte;
140
Mantendo a profundidade de corte de 0,5 mm, a velocidade de corte de 110 m/min
e variando o avanço, percebe-se que:
o A micro-dureza diminui com o aumento do avanço. Esta diminuição se
inicia de forma tênue e depois aumenta rapidamente, porém ao chegar
próximo ao valor de 0,2 mm/v, ela sofre uma diminuição;
o A tensão residual começa com um ligeiro aumento que depois passa a ser
mais discreto porém alcança valores de aproximadamente 33% maiores;
o A rugosidade superficial aumenta praticamente de forma linear com o
aumento do avanço.
141
5. CONCLUSÕES
Foram possíveis estabelecer as seguintes conclusões ao longo do desenvolvimento deste
trabalho:
Desgastes das ferramentas: Os ensaios realizados para investigar a vida dos
insertos na remoção do material com casca, mostraram que o fluido exerce grande
importância nas operações de desbaste e que dependendo da quantidade de
material necessária a ser removida deve-se optar por diferentes classes de
pastilhas. A classe 2015 teve melhor desempenho sem utilização de fluido de
corte, porém não suporta grandes comprimentos de usinagem contínua devido à
limitação de temperatura. A classe 2025 também teve melhor desempenho sem
utilização de fluido de corte com possibilidades de usinar maiores comprimentos
que a classe 2015, mas também apresenta limitações quanto às altas temperaturas.
A classe 2035 obteve melhor desempenho com a utilização de fluido de corte;
Rugosidade: Nas operações de desbaste o avanço foi o fator de maior influência
na análise das rugosidades, seguido pela profundidade de corte e pela velocidade
de corte. Nas operações de acabamento, o avanço também foi o fator de maior
influência, seguido pela velocidade de corte e a utilização de fluido de corte. A
interação entre a velocidade de corte e o avanço se mostrou bastante significativa
através das análises fatoriais executadas. A classe de pastilhas utilizada e a
profundidade de corte, foram os fatores menos influenciadores. Os ensaios com
velocidade de corte mais elevada (600m/min) mostraram que a usinagem com os
menores avanços, apresentou menores valores de rugosidade, quando comparada
com as outras velocidades empregadas e quando avanços maiores ou
142
profundidades de corte de 0,5mm foram utilizadas, as pastilhas não suportaram as
solicitações;
Alterações microestruturais: As análises microestruturais não mostraram
formação de fase sigma e não foi possível notar diferenças entre as amostras do
material em bruto e os corpos de prova usinados através da microscopia óptica.
Utilizando-se o método de difração de raios-x, também não foram encontradas
fases precipitadas;
Medições de força: Nas medições de força, os parâmetros mais influenciadores
foram o avanço e a profundidade de corte (que controlam geometricamente o
cavaco formado) e a classe das pastilhas utilizadas, que se mostrou significativa
em todas as análises;
Estabilidade dimensional: O estudo das variações dimensionais foi bastante
difícil devido ao grande número de interações presentes nas análises. A usinagem à
seco se mostrou significativa no estudo e percebeu-se que o aumento da
velocidade de corte, o aumento do avanço e a utilização do fluido de corte
usinaram peças com menor variação dimensional. A classe das pastilhas
praticamente não influenciou nas respostas;
Tensão residual: A tensão residual também se mostrou uma variável de difícil
interpretação. A variação encontrada entre as amostras foi de aproximadamente
400MPa. As maiores velocidades de corte, os menores avanços, as maiores
profundidades de corte e a classe de pastilha 1025, encontraram os menores
valores de tensão residual, apesar de nenhuma variável se mostrar significativa.
Foram gerados gráficos de contorno e de superfície, no qual mostram quais
parâmetros de corte devem ser selecionados para atingir determinados valores de
tensão residual. Foi encontrado um modelo empírico através de regressão linear
143
para correlacionar os valores de tensão residual com os parâmetros de corte, no
qual apresentou erro máximo de 15% para os dados amostrais do trabalho;
Micro-dureza: A fase austenítica é mais sensível às deformações impostas pela
usinagem do que a fase ferrítica. Para valores maiores do que 0,1mm abaixo da
superfície, praticamente não foram encontradas alterações nos valores de microdureza. O avanço foi o fator mais influente quando as médias entre as fases
ferríticas e austeníticas foram estudadas. Os maiores valores de avanço e de
profundidade de corte obtiveram os maiores valores de micro-dureza. A pastilha
também se mostrou influente nesta análise e a classe GC 1025 obteve os menores
valores;
Correlações entre todas as respostas: Devido ao grande número de interações
presentes na maioria das análises não foi possível encontrar correlações entre todas
as respostas, mas sim para pequenos grupos individuais, que não expressam a
solução do problema como um todo. Foi encontrado um modelo empírico através
de regressão linear que correlacionou a tensão residual com a variação
dimensional. Foram feitos gráficos de contorno sobre-postos para as respostas:
tensão residual, micro-dureza e rugosidade, que são as três principais componentes
que descrevem a integridade superficial do material neste trabalho, para a classe de
pastilha GC 1025, que obteve os melhores resultados em praticamente todas as
análises. Foi possível estabelecer quais os grupos de parâmetros de corte, induzem
a formação da melhor integridade superficial, no qual o menor avanço, a menor
velocidade de corte e a maior profundidade de corte se destacam.
144
6. SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS
Sugere-se como continuação deste trabalho, estudar os seguintes assuntos:
Estudar os perfis de tensão residual criados a partir da superfície em direção ao
núcleo;
Estudar a vida das ferramentas com os parâmetros de corte utilizados e a contribuição
dos desgastes na integridade superficial do material em questão;
Modelar a formação de cavaco do aço inoxidável super-duplex e contribuir para o
entendimento do processo de usinagem do material;
Estudar o efeito de sucessivos passes de desbaste/acabamento na integridade
superficial;
Estender este estudo às operações de fresamento e furação;
Estudar a otimização dos ângulos de ferramentas e seus efeitos nas principais
características de usinagem;
145
7. BIBLIOGRAFIA
ADHE, K. N.; KAIN, V.; MADANGOPAL, K.; GADIYAR, H. S. Influence of σ-phase
formation on the localized corrosion behavior of a duplex stainless steel.
Journal of
Materials Engineering and Performance, ASM International, v.5, p500-506, 1996.
ADVANCED MATERIALS & PROCESS, Stainless steels, v.10, p.63-66, 1998.
ARA, A. B.; MUSETTI, A. V.; SCHNEIDERMAN, B.
Paulo, Editora Edgard Blücher Ltda., 2003.
Introdução à estatística. São
ASTM A262 Standard Practices for Detecting Susceptibility to Intergranular Attack in
Austenitic Stainless Steels, 1993.
AVESTA POLARIT STAINLESS
12, 2002.
Duplex stainless steel “SAF2304, 2205, SAF2507, p.1-
BARROS NETO, B.; SCARMINO, I. S.; BRUNS, R. E.
Como fazer experimentos
“Pesquisa e desenvolvimento na ciência e na indústria”. 2.ed. Campinas, SP, Editora
da Unicamp, 2002.
BERGLUND, G.; WILHELMSSON, P.
Fabrication and Practical Experience of Duplex
Stainless Steels. Proceedings of “UK Corrosion ’86”, Birmingham, 1986.
BLETTON, O.; DUET, R.; HERITIER, B.
Usinabilité des aciers inoxydables.
In: P.
LACOMBE, P. ; BAROUX, B. ; BERANGER, G. (Eds.)
Les Aciers Inoxydables, Les
Editions de Physique, chap.21, p.759-794, 1990.
BOUZID SAÏ, W.; BEN SALAH N.; LEBRUN, J. L. Influence of machining by finishing
milling on surface characteristics.
International Journal of Machine Tools &
Manufacture, v.41, p.443-450, 2001.
BRINKSMEIER, E.; CAMMETT, J. T.; KÖNIG, W.; LESKOVAR, P.; PETERS, J.;
TÖNSHOFF, H.K.
Residual stresses – Measurement and causes in machining processes.
Annals of the CIRP, v.31, p.491-510, 1982.
CALADO, V.; MONTGOMERY, D. Planejamento de Experimentos usando o Statistica.
Rio de Janeiro, E-papers Serviços Editoriais Ltda., 2003.
CAPELLO, E.; DAVOLI, P.; BASSANINI, G.; BISI, A.
Residual stresses and surface
roughness in turning. Transactions of the ASME, v.121, p.346-351, 1999.
CARRINO, L.; GIORLEO, G.; POLINI, W.; PRISCO, U.
Dimensional errors in
longitudinal turning based on the unified generalized mechanics of cutting approach. Part I:
Three-dimensional theory.
International Journal of Machine Tools & Manufacture,
v.42, p.1509-1515, 2002b.
146
CARRINO, L.; GIORLEO, G.; POLINI, W.; PRISCO, U.
Dimensional errors in
longitudinal turning based on the unified generalized mechanics of cutting approach. Part II:
Machining process analysis and dimensional error estimate.
International Journal of
Machine Tools & Manufacture, v.42, p.1517-1525, 2002b.
CHANG, C.
Turning of stainless steel with worn tools having chamfered main cutting
edges. International Journal of Machine Tools & Manufacture, v.4, p.291-313, 1998.
CHANG, C.; TSAI, G. A force model of turning stainless steel with worn tools having nose
radius. Journal of Materials Processing Technology, v. 142, p. 112-130, 2003.
CHARLES, J.
Composition and properties of duplex stainless steel.
World/Le Soudage Dans Le Monde, v.36, p.43-54, 1995a.
Welding in the
CHARLES, J.
Duplex Stainless steel from the theory to the practice.
Italiana, v.87, n.2 p.83-91, 1995b.
La metallurgia
CHOUDHURY, S. K.; KISHORE, K. K. Tool wear measurement in turning using force
ratio. International Journal of Machine Tools & Manufacture, v.40, p.899-909, 2000.
CHUMBINHO, B. E. M.; ABRÃO, A. M. Comportamento do aço inoxidável austenítico
ABNT 304 no processo contínuo. Anais do congresso “Usinagem 2002”.
DAVIDSON, R. M.; REDMOND, J. D.
& Design, v. 12, n. 4, p.187-192, 1991.
A guide to use duplex stainless steels.
Materials
DELIJAICOV, S. Modelagem das tensões residuais no processo de torneamento duro
de um aço DIN 100 CrMn6 e suas correlações com os esforços de corte. São Paulo, Tese
(Doutorado) – Escola Politécnica da Universidade de São Paulo, 176p, 2004.
DINIZ, A. E. A rugosidade superficial da peça em processos de torneamento: critério
de fim de vida da ferramenta e fatores de influência.
Campinas, Tese (Doutorado) –
Universidade Estadual de Campinas, 152p, 1986.
DINIZ, A. E.; MARCONDES, F. C.; COPPINI, N. L.
materiais 3. ed. São Paulo, Artliver Editora, 2001.
Tecnologia da usinagem dos
DOLINSEK, S. Work-hardening in the drilling of austenitic stainless steels.
Materials Processing Technology, v.133, p.63-70, 2003.
Journal of
EE, K. C.; BALAJI, A. K.; LI, P. X.; JAWAHIR, I. S. Force decomposition model for toolwear inturning with grooved cutting tools. Wear, v. 249, p.985-994, 2002.
El-AXIR, M. H. A method of modeling residual stress distribution in turning for different
materials. International Journal of Machine Tools & Manufacture, v.41, p.1055-1063,
2002.
147
ELBESTAWI, M. A.; PAPAZAFIRIOU, T. A.; DIU, R. X. In-process monitoring of tool
wear in milling using force signature.
International Journal of Machine Tools &
Manufacture, v.31, p.55-73, 1991.
FANG, X. D.; ZHANG, D. An investigation of adhering layer formation during tool wear
progression in turning of free-cutting stainless steel. Wear, v.197, p.169-178, 1996.
FEDELE, R. A. Influência da energia de soldagem no desempenho da zona fundida de
soldas multipasse de aços inoxidáveis duplex.
São Paulo, Dissertação de Mestrado –
Escola Politécnica da Universidade de São Paulo, 179p, 2001.
FERRARESI, D.
Fundamentos da usinagem dos metais.
Blücher Ltda, 1977.
São Paulo, Editora Edgard
GUIMARÃES, L. R. Estudo dos parâmetros experimentais envolvidos na determinação
de macrotensões residuais, em tubos de aço inoxidável, pelo método da difração de
raios-x.
São Paulo, Dissertação de Mestrado – Instituto de Pesquisas Energéticas e
Nucleares, 81p, 1990.
INTERNATIONAL MOLYBDENUM ASSOCIATION, Practical guidelines for the
fabrication of duplex stainless steels, Revised edition, p.1-47, 2001.
JANG. D. Y.; WATKINS, T. R.; KOZACZEK, K. J.; HUBBARD, C. R.; CAVIN, O. B.
Surface residual stresses in machined austenitic stainless steel.
Wear, v.194, p.168-173,
1996.
JIANG, L.; PARO, J.; HÄNNINEN, H.; KAUPPINEN, V.; ORASKARI, R. Comparison of
grindability of IPED austenitic 316L, duplex 2205 and super duplex 2507 and as-cast 304
stainless steels using alumina wheels. Journal of Materials Processing Technology, v.62,
p.1-9, 1996).
JOAHNSSON, J.; ODÉN, M.; ZENG, X. -H.
Evolution of the residual stress state in a
duplex stainless steel during loading. Acta Metallurgica Inc., n.9, p.2669-2684, 1999.
KORKUT, I.; KASAP, M.; CIFTCI, I.; SEKER, U.
Determination of optimum cutting
parameters during machining of AISI 304 austenitic stainless steel. Materials & Design,
v.25, p.303-305, 2004.
KRABBE, D. F. M.; DINIZ, E. A. A usinagem da liga de aço inox aeronáutico 15-5PH na
máxima remoção de material por vida da ferramenta.
Anais do congresso “Usinagem
2004”.
LEE, B. Y.; TARNG, Y. S.; LII, H. R.
An investigation of modeling of the machining
database in turning operations. Journal of Materials Processing Technology, v.105, p.1-6,
2000.
148
LEE, B. Y.; TARNG, Y. S. Cutting-parameter selection for maximizing production rate or
minimizing production cost in multistage turning operations.
Journal of Materials
Processing Technology, v.105, p.61-66, 2000.
LI, J.; WU, T.; RIQUIER, Y.
σ-Phase precipitation and its effect on the mechanical
properties of a super duplex stainless steel. Materials Science and Engineering, v.A174,
p.149-156, 1994.
LIMA, N. B. Influência da textura em medidas de tensão residual.
Doutorado – Instituto de Pesquisas Energéticas e Nucleares, 105p, 1991.
São Paulo. Tese de
LIN, T. Cutting behavior of a TiN-coated coated drill with curved cutting edgs during the
high-speed machining of stainless steel.
Journal of Materials Processing Technology,
v.127, p.8-16, 2002.
LIN, W. S.; LEE, B. Y.; WU, C. L. Modeling the surface roughness and cutting force for
turning. Journal of Materials Processing Technology, v.108, p.286-293, 2001.
LINDGREN, M.; LEPISTÖ, T. Relation between residual stress and Barkhausen noise in a
duplex steel. NDT&E International, v.36, p.279-288, 2003.
LIU, C. R.; BARASH, M. M. The mechanical state of the sublayer of a surface generated by
chip-removal process, Part1: Cutting with a sharp tool. Transactions of ASME, p.11921201, 1976a.
LIU, C. R.; BARASH, M. M. The mechanical state of the sublayer of a surface generated by
chip-removal process, Part2: Cutting with a tool with flank wear. Transactions of ASME,
p.1202-1208, 1976b.
LOPEZ, N.; CID, M.; PUIGGALI, M. Influence of σ-phase on mechanical properties and
corrosion resistance of duplex stainless steel. Corrosion Science, v.41, p.1615-1631, 1999.
MACHADO, I. F.
Transformações de fase no estado sólido em alguns aços inoxidáveis
austeníticos e ferríticos-austeníticos (dúplex) contendo altos teores de nitrogênio.
Tese
(doutorado) – Departamento de Engenharia Metalúrgica e de Materiais da Universidade de
São Paulo, 1999.
MACHADO, I. F.; MARCICANO, J. P. P.; DRIEMEIER, L.; DIAS, C. A. N.
An
investigation of the effect of machining parameters on strain-induced martensite formation
during turning in an austenitic stainless steel. Proceedings of International Congress of
Mechanical Engineering (COBEM), 2003.
MAGNABOSCO, R. Influência da microestrutura no comportamento eletroquímico do
aço SAF 2205.
Tese (doutorado) – Departamento de Engenharia Metalúrgica e de
Materiais da Universidade de São Paulo, 2001.
149
MARTINS, M.; CASTELETTI, L. C. Heat treatment temperature influence on ASTM A890
GR 6A super duplex stainless steel microstructure. Materials Characterization, Article in
press, 2005.
MARTINS, C. O. D.; STROHAECKER, T. R.; ROCHA, A. S.; HIRSCH, T. K.
Comparação entre técnicas de tensões residuais em anéis de rolamento do aço ABNT 52100.
Revista Matéria, v.9, n°1, p.23-31, 2004.
MATSUMOTO, Y.; BARASH, M. M.; LIU, C. R.
Effect of hardness on the surface
integrity of AISI 4340 steel. Journal of Engineering for Industry, v.108, p.169-175, 1986.
MONTGOMERY, D. C. Design and analysis of experiments.
Wiley & Sons, Inc., 1976.
3.ed.
New york, John
NEVES, D.; CAMARGO, R.; DEONÍSIO, C. C. C.; NOVASKI, O.
Evaluation of the
machinability os stainless steel ABNT 304 and stainless steel Villares 304 UF with hss Tin
coated twisted drills. Proceedings of International Congress of Mechanical Engineering
(COBEM), 2003.
NILSSON, J. O.
Super duplex stainless steel “overview”.
Technology, v.8, p. 685-700, 1992.
Materials Science and
O’ SULLIVAN, D.; COTTERELL, M.
Machinability of austenitic stainless steel SS303.
Journal of Materials Processing Technology, v. 124, p. 153-159, 2002.
PALMER, T. A.; ELMER, J. W.; BABU, S. S.
Observations of ferrite/austenite
transformations in the heat affected zone of 2205 duplex stainless steel spot welds using time
resolved x-diffraction. Materials Science & Engineering, v.A374, p;307-321, 2004.
PANOSSIAN, Z. Corrosão e proteção contra corrosão em equipamentos e estruturas
metálicas “manual”. 1. ed. vol.2 São Paulo, Instituto de Pesquisas Tecnológicas, 1993.
PARAKKAL, G.; ZHU, R.; KAPOOR, S. G.; DEVOR, R. E. Modeling of turning process
cutting forces for grooved tools.
International Journal of Machine Tools &
Manufacture, v.42, p.179-191, 2002.
PARO, J.; HÄNNINEN, H.; KAUPPINEN, V. Tool wear and machinability of HIPed P/M
and conventional cast duplex stainless steels. Wear, v.249, p.279-284, 2001.
PEREZ, A. Which makes the better medical nail: Titanium or stainless steel?
Design, v.74, p.74-78, 2004.
Machine &
PREVÉY, P. S.
Current applications of x-ray diffraction residual stress measurement.
Developments in Materials Characterization Techonologies, ASM International,
Materials Park, p.103-110, 1996.
150
RISBOOD, K. A.; DIXIT, U. S.; SAHASRABUDHE, A. D. Prediction of surface rougness
and dimensional deviation by measuring cutting forces and vibrations in turning process.
Journal of Materials Processing Technology, v.132, p.203-214, 2003.
ROBERTI, R.; SILVA, G.
Sigma phase detection by metallographic etching, Avesta
Stainless Bulletim, n.3, p.18-23, 1980.
SANDVIK COROMANT Ferramentas para torneamento, 2002a.
SANDIVIK COROMANT Stainless steel turning “application guide”, 2002b.
SARWAR, M.; ZHANG, X.; GILLIBRAND, D.
Performance of titanium nitride-coated
carbide-tipped circular saws when cutting stainless steel and mild steel.
Surface and
Coatings Technology, v.95, p.617-621, 1997.
SAOUBI, R. M.; OUTEIRO, J. C.; CHANGEUX, B.; LEBRUN, J. L.; DIAS, A. M.
Residual stress analysis in orthogonal machining of standard and resulfurized AISI 316L
steels. Journal of materials processing technology, v.96, p.225-233, 1999.
SAUVAGE, X.; LE BRETON, J. M.; GUILLET, A.; MEYER, A.; TEILLET, J.
Phase
transformation in surface layers of machined steels investigated by X-ray diffraction and
Mössbauer spectrometry. Materials Science and Engineering, v.A362, p-181-186, 2003.
SEDRIKS, A. J.
Inc., 1996.
Corrosion of stainless steel.
SHAW, M. C. Metal cutting principles.
manufacturing , 2005.
SIKDAR, S. K.; CHEN, M.
forces in sigle point turning.
215, 2002.
2.ed.
2.ed.
New York, John Wiley & Sons,
New York, Oxford series on advanced
Relationship between tool flank wear area and component
Journal of Materials Processing Technology, v.128, p.210-
SIGWART, A.; FESSENMEYER, W.
VDI Verlag, 1995.
Oberflache und Randschicht.
VDI Berichte 1227,
STILL, J. R. The use of duplex stainless steel in the offshore oil and gas industry – Part I.
Welding and Metal Fabrication, p.293-298, 1994.
SUBHASH, B. K.; BHAT, R.; RAMCHANDRA, K.; BALKRISHNA, H. K. Simultaneous
optimizations of machining parameters for dimensional instability control in Aero Gas
Turbine components made of Inconel 718 alloy, Transactions of ASME, v.122, p.586-590,
2000.
SWENS, J.J.; KOLSTER, B. H. σ-Phase precipitation in a duplex stainless steel: an APFIM
investigation. Surface Science, v.246, p.252-259, 1991.
151
THOMAS, M.; BEAUCHAMP, Y. Statistical investigation of modal parameters of cutting
tools in dry turning.
International Journal of Machine Tools & Manufacture, v.43,
p.1093-1106, 2003.
TÖNSHOFF, H. K.; KÖNIG, W. Machining of holes, developments in drilling technology.
Annals of the CIRP, v.43, p.551-561, 1994.
TRENT, E M.; WRIGHT, P. K. Metal cutting 4.ed. Butterworth-Heinemann, 2000.
VRINAT, M.; COZAR, R.; MEYZAUD, Y. Precipitated phases in the ferrite of aged cast
duplex stainless steels. Scripta Metallurgica, v.20, n.8, p.1101-1106, 1986.
YA, M.; XING, Y.; DAI, F.; LU, K.; LU, J.
Study of residual stress in surface
nanosttructured AISI 316L stainless steel usinag two mechanical methods.
Surface &
Coatings Technology, v.168, p.148-155, 2003
152
ANEXO A – RESULTADOS DAS MICRO-DUREZAS
153
Todos os valores deste anexo estão em HV0,05
Micro-durezas – Acabamento (ref. Tabela 8)
Prof
0
0,01
0,02
0,03
0,04
0,05
0,06
0,07
0,08
0,09
0,1
0,15
0,2
0,3
0,4
0,5
1
meio
Prof
0
0,01
0,02
0,03
0,04
0,05
0,06
0,07
0,08
0,09
0,1
0,15
0,2
0,3
0,4
0,5
1
meio
Teste
Ferrita
400
384
445
402
499
434
427
377
378
363
349
365
381
349
316
335
321
307
Teste
Ferrita
324
492
515
521
437
399
445
443
452
453
395
337
337
337
453
348
346
338
1
Austenita
254
267
288
281
268
263
283
306
293
287
282
274
267
269
272
263
258
272
6
Austenita
209
396
336
336
341
325
348
307
294
311
300
290
289
322
341
318
315
285
Teste
Ferrita
162
353
338
339
322
338
375
333
347
328
310
324
339
358
378
348
322
377
Teste
Ferrita
378
378
441
412
364
284
250
358
338
323
321
311
336
339
313
326
332
311
2
Austenita
393
353
312
313
288
319
304
337
299
309
320
321
322
309
296
301
280
311
7
Austenita
452
392
397
353
333
331
289
278
306
305
299
294
283
281
275
289
296
286
Teste
Ferrita
252
532
484,5
483
494
436
438
399
398
391
385
371
357
338
319
306
320
362
Teste
Ferrita
311
456
457
450
402
412
395
364
363
363
373
383
359
335
340
346
333
340
3
Austenita
221
381
396
425
359
347
338
372
331
315
299
300
302
304
307
300
332
318
8
Austenita
282
316
312
337
335
311
334
285
286
287
276
265
271
278
277
276
253
289
Teste
Ferrita
524
486
472
426
395
512
407
389
375
362
363
365
346
327
346
321
326
Teste
Ferrita
472
365
508
485
503
477
477
458
434
371
406
372
339
338
337
365
394
312
4
Austenita
204
368
404
357
329
322
285
307
303
309
316
297
278
279
281
273
260
276
9
Austenita
219
411
382
382
365
351
355
345
338
321
321
319
318
304
290
280
270
296
154
Prof
0
0,01
0,02
0,03
0,04
0,05
0,06
0,07
0,08
0,09
0,1
0,15
0,2
0,3
0,4
0,5
1
meio
Prof
0
0,01
0,02
0,03
0,04
0,05
0,06
0,07
0,08
0,09
0,1
0,15
0,2
0,3
0,4
0,5
1
meio
Teste
Ferrita
423
448
443
427
412
424
382
394
406
394
382
349
317
335
353
354
299
321
Teste
Ferrita
420
480
438
580
475
467
445
483
400
480
394
354
347
350
353
325
335
414
19
Austenita
322
340
293
288
290
307
323
306
289
277
265
265
266
263
260
273
317
308
24
Austenita
321
314
317
280
302
295
303
284
301
274
297
287
286
281
277
281
275
357
Teste
Ferrita
404
422
364
532
450
508
364
341
351
331
363
336
338
295
294
296
310
318
Teste
Ferrita
376
452
451
410
400
429
442
386
434
412
390
356
322
323
325
319
304
328
20
Austenita
181
339
302
295
284
275
276
278
282
288
270
277
286
271
271
283
274
274
25
Austenita
260
323
312
292
290
289
295
304
303
296
290
277
265
272
280
274
301
292
Teste
Ferrita
384
519
572
410
458
474
421
458
414
470
365
377
450
367
329
341
337
334
Teste
Ferrita
453
477
402
407
453
408
383
358
353
349
358
367
320
331
343
319
317
320
21
Austenita
344
310
318
314
286
294
302
335
305
314
296
315
292
295
304
271
262
254
26
Austenita
431
439
367
341
352
358
342
326
311
297
292
288
299
301
304
300
279
273
Teste
Ferrita
488
441
454
407
382
334
352
367
382
357
332
338
356
351
347
356
383
429
Teste
Ferrita
250
551
489
453
513
474
450
422
413
393
374
411
336
346
357
359
350
376
22
Austenita
377
335
351
360
370
288
273
280
287
288
289
276
274
275
277
322
323
338
27
Austenita
405
377
369
398
345
355
408
344
365
351
337
321
339
324
309
306
361
358
155
Prof
0
0,01
0,02
0,03
0,04
0,05
0,06
0,07
0,08
0,09
0,1
0,15
0,2
0,3
0,4
0,5
1
meio
Teste
Ferrita
294
428
426
416
425
359
422
402
408
381
354
356
359
338
318
335
332
333
10
S/ utilização de fluido
Austenita
316
297
309
319
304
302
284
299
285
287
290
280
271
264
257
263
262
262
Micro-durezas – Acabamento com velocidades mais altas (ref. Tabela 9)
Prof
0
0,01
0,02
0,03
0,04
0,05
0,06
0,07
0,08
0,09
0,1
0,15
0,2
0,3
0,4
0,5
1
meio
Teste
Ferrita
248
521
484
457
484
436
429
404
390
424
458
437
417
344
311
327
332
363
9
Austenita
299
404
390
322
330
312
326
336
342
319
296
291
287
304
310
313
281
296
156
Micro-durezas – Desbaste (ref. Tabela 3)
Prof
0
0,01
0,02
0,03
0,04
0,05
0,06
0,07
0,08
0,09
0,1
0,15
0,2
0,3
0,4
0,5
1
meio
Referência
Teste
1
Ferrita Austenita
422
418
458
409
415
398
426
396
384
356
380
347
376
339
365
316
354
294
342
294
330
294
329
294
343
272
354
277
365
283
313
286
339
277
319
273
Vc maior
Teste
2
Ferrita Austenita
130
160
412
302
389
360
395
364
395
339
383
342
402
351
397
323
393
296
378
302
364
308
353
281
343
255
336
263
329
272
307
256
308
258
342
289
f maior
Teste
3
Ferrita Austenita
126
185
411
464
405
463
420
410
416
426
408
424
390
394
367
378
366
365
350
341
334
318
339
308
345
299
280
282
314
281
320
281
326
282
302
258
ap maior
Teste
6
Ferrita Austenita
151
470
387
449
408
478
411
458
392
462
382
449
421
410
380
430
388
410
390
408
393
406
381
375
369
344
328
336
327
306
326
276
308
263
306
263
157
ANEXO B – CORRELAÇÕES ENTRE AS RESPOSTAS
158
Análise de correlação considerando todas as variáveis
Vc
0,000
1,000
f
0,000
1,000
0,000
1,000
F avanço [N]
-0,123
0,651
0,464
0,070
0,796
0,000
F penetração
-0,081
0,767
0,752
0,001
0,504
0,047
0,898
0,000
F corte [N]
-0,080
0,768
0,660
0,005
0,669
0,005
0,962
0,000
Rugosidade [
0,039
0,885
0,914
0,000
-0,034
0,901
0,411
0,113
Var no diâme
-0,192
0,477
0,318
0,230
-0,314
0,236
-0,080
0,769
Tensão resid
0,019
0,944
0,001
0,996
-0,275
0,303
-0,297
0,265
Micro-dureza
-0,080
0,769
0,149
0,581
-0,210
0,436
-0,035
0,896
Micro-dureza
0,128
0,637
0,476
0,062
0,409
0,116
0,603
0,013
Micro-dureza
0,035
0,899
0,466
0,069
0,145
0,593
0,420
0,105
F penetração
0,955
0,000
F corte [N]
Rugosidade [
Var no diâme
Rugosidade [
0,678
0,004
0,590
0,016
Var no diâme
0,112
0,678
0,027
0,920
0,292
0,272
Tensão resid
-0,246
0,359
-0,276
0,300
-0,047
0,863
-0,538
0,031
Micro-dureza
0,017
0,951
-0,025
0,926
-0,072
0,792
0,396
0,128
Micro-dureza
0,628
0,009
0,620
0,010
0,450
0,080
-0,451
0,080
Micro-dureza
0,478
0,061
0,441
0,088
0,280
0,294
-0,035
0,897
f
ap
F corte [N]
ap
F avanço [N]
159
Tensão resid
-0,027
0,920
Micro-dureza
Micro-dureza
0,169
0,532
-0,106
0,696
Micro-dureza
0,104
0,700
0,675
0,004
Micro-dureza
Cell Contents: Pearson correlation
P-Value
Micro-dureza
0,662
0,005
160
Análise de correlação considerando:
Pastilha: 2015
vc: 110-150
f: 0,1-0,2
ap: 0,25-0,5
Vc
0,000
1,000
f
0,000
1,000
0,000
1,000
F avanço [N]
-0,045
0,917
0,445
0,270
0,864
0,006
F penetração
0,021
0,961
0,803
0,016
0,547
0,160
0,883
0,004
-0,018
0,967
0,664
0,073
0,710
0,049
0,959
0,000
Rugosidade [
0,072
0,866
0,975
0,000
0,189
0,654
0,604
0,113
Var no diâme
-0,248
0,553
0,468
0,242
-0,480
0,229
-0,048
0,910
Tensão resid
0,002
0,996
-0,462
0,249
-0,110
0,796
-0,451
0,262
Micro-dureza
-0,002
0,996
0,097
0,819
-0,618
0,102
-0,405
0,320
Micro-dureza
0,354
0,389
0,321
0,438
0,431
0,286
0,357
0,385
Micro-dureza
0,314
0,449
0,354
0,390
-0,046
0,913
0,036
0,932
F penetração
0,967
0,000
F corte [N]
Rugosidade [
Var no diâme
Rugosidade [
0,900
0,002
0,787
0,020
Var no diâme
0,265
0,090
f
ap
F corte [N]
F corte [N]
ap
0,388
F avanço [N]
161
0,526
0,832
0,342
Tensão resid
-0,582
0,130
-0,519
0,187
-0,466
0,245
-0,632
0,093
Micro-dureza
-0,150
0,722
-0,356
0,387
0,011
0,979
0,695
0,056
Micro-dureza
0,367
0,371
0,357
0,386
0,385
0,347
-0,541
0,166
Micro-dureza
0,222
0,597
0,070
0,869
0,351
0,395
0,002
0,996
Tensão resid
-0,234
0,576
Micro-dureza
Micro-dureza
Micro-dureza
0,201
0,633
-0,224
0,594
Micro-dureza
0,016
0,970
0,497
0,210
Micro-dureza
Cell Contents: Pearson correlation
P-Value
0,735
0,038
162
Análise de correlação considerando:
Pastilha: 1025
vc: 110-150
f: 0,1-0,2
ap: 0,25-0,5
Vc
0,000
1,000
f
0,000
1,000
0,000
1,000
F avanço [N]
-0,211
0,615
0,505
0,202
0,759
0,029
F penetração
-0,208
0,621
0,768
0,026
0,503
0,204
0,914
0,001
F corte [N]
-0,142
0,738
0,666
0,072
0,640
0,087
0,972
0,000
Rugosidade [
0,004
0,992
0,853
0,007
-0,275
0,510
0,231
0,582
Var no diâme
-0,343
0,406
-0,031
0,942
0,218
0,604
0,025
0,953
Tensão resid
0,045
0,915
0,687
0,060
-0,544
0,163
-0,197
0,640
Micro-dureza
-0,135
0,750
0,191
0,651
0,052
0,903
0,268
0,521
Micro-dureza
-0,114
0,788
0,702
0,052
0,427
0,292
0,850
0,008
Micro-dureza
-0,174
0,681
0,565
0,145
0,293
0,481
0,713
0,047
F penetração
0,975
0,000
F corte [N]
Rugosidade [
Var no diâme
Rugosidade [
0,499
0,208
0,410
0,313
Var no diâme
-0,123
0,772
-0,060
0,888
f
ap
F corte [N]
ap
0,074
0,862
F avanço [N]
163
Tensão resid
0,133
0,754
-0,021
0,961
0,647
0,083
0,088
0,835
Micro-dureza
0,217
0,605
0,211
0,616
-0,148
0,727
-0,021
0,960
Micro-dureza
0,895
0,003
0,903
0,002
0,616
0,104
-0,100
0,813
Micro-dureza
0,700
0,053
0,700
0,053
0,248
0,553
-0,076
0,858
Tensão resid
0,222
0,598
Micro-dureza
Micro-dureza
Micro-dureza
-0,016
0,969
0,035
0,934
Micro-dureza
0,164
0,697
0,807
0,016
Micro-dureza
Cell Contents: Pearson correlation
P-Value
0,619
0,102
164
Análise de correlação considerando:
Pastilha: 2015-1025
vc: 110
f: 0,1-0,2
ap: 0,25-0,5
f
0,000
1,000
ap
F avanço [N]
0,421
0,298
0,889
0,003
F penetração
0,781
0,022
0,576
0,135
0,883
0,004
F corte [N]
0,668
0,070
0,710
0,049
0,945
0,000
0,970
0,000
Rugosidade [
0,858
0,006
-0,053
0,901
0,343
0,406
0,680
0,064
Var no diâme
0,114
0,789
-0,439
0,277
-0,400
0,326
-0,269
0,519
Tensão resid
-0,051
0,904
-0,732
0,039
-0,668
0,070
-0,451
0,262
Micro-dureza
-0,027
0,949
-0,043
0,919
-0,185
0,661
-0,218
0,604
Micro-dureza
0,551
0,157
0,457
0,256
0,627
0,096
0,711
0,048
Micro-dureza
0,366
0,373
0,287
0,491
0,298
0,474
0,331
0,423
F corte [N]
0,586
0,127
Rugosidade [
Var no diâme
Tensão resid
Var no diâme
-0,224
0,593
0,115
0,787
Tensão resid
-0,588
0,125
-0,261
0,533
-0,053
0,900
Micro-dureza
-0,250
0,551
-0,419
0,302
0,029
0,945
ap
Rugosidade [
F avanço [N]
F penetração
0,371
0,365
165
Micro-dureza
0,674
0,067
0,515
0,192
-0,388
0,342
-0,326
0,430
Micro-dureza
0,281
0,501
0,039
0,927
-0,250
0,551
0,057
0,894
Micro-dureza
-0,077
0,857
Micro-dureza
0,715
0,046
0,642
0,086
Micro-dureza
Micro-dureza
Cell Contents: Pearson correlation
P-Value
166
Análise de correlação considerando:
Pastilha: 2015-1025
vc: 150
f: 0,1-0,2
ap: 0,25-0,5
f
0,000
1,000
ap
F avanço [N]
0,512
0,195
0,717
0,045
F penetração
0,729
0,040
0,438
0,278
0,912
0,002
F corte [N]
0,656
0,077
0,634
0,092
0,980
0,000
0,940
0,001
Rugosidade [
0,973
0,000
-0,020
0,963
0,482
0,226
0,695
0,056
Var no diâme
0,445
0,269
-0,382
0,351
-0,081
0,849
0,186
0,660
Tensão resid
0,059
0,890
0,227
0,588
0,100
0,813
-0,029
0,946
Micro-dureza
0,370
0,367
-0,420
0,300
0,121
0,775
0,282
0,499
Micro-dureza
0,406
0,319
0,365
0,373
0,630
0,094
0,581
0,131
Micro-dureza
0,587
0,126
-0,021
0,961
0,580
0,132
0,659
0,075
F corte [N]
0,611
0,107
Rugosidade [
Var no diâme
Tensão resid
Var no diâme
0,056
0,895
0,375
0,361
Tensão resid
0,060
0,887
0,129
0,761
-0,813
0,014
Micro-dureza
0,232
0,256
0,623
ap
Rugosidade [
F avanço [N]
F penetração
-0,567
167
0,581
0,540
0,099
0,143
Micro-dureza
0,601
0,115
0,407
0,317
-0,573
0,138
0,740
0,036
Micro-dureza
0,638
0,089
0,505
0,202
0,006
0,988
0,165
0,697
Micro-dureza
-0,124
0,769
Micro-dureza
0,632
0,093
0,691
0,058
Micro-dureza
Micro-dureza
Cell Contents: Pearson correlation
P-Value
168
Análise de correlação considerando:
Pastilha: 2015-1025
vc: 110-150
f: 0,1
ap: 0,25-0,5
Vc
0,000
1,000
ap
F avanço [N]
-0,259
0,536
0,833
0,010
F penetração
-0,170
0,687
0,707
0,050
0,949
0,000
F corte [N]
-0,182
0,667
0,872
0,005
0,993
0,000
0,928
0,001
Rugosidade [
-0,312
0,451
-0,275
0,510
-0,238
0,571
-0,256
0,540
Var no diâme
-0,362
0,378
-0,422
0,298
-0,444
0,270
-0,435
0,281
Tensão resid
-0,032
0,940
0,144
0,734
0,246
0,556
0,268
0,522
Micro-dureza
-0,234
0,578
-0,052
0,903
0,226
0,590
0,220
0,600
Micro-dureza
0,204
0,627
0,541
0,167
0,702
0,052
0,719
0,044
Micro-dureza
-0,037
0,931
0,362
0,378
0,708
0,049
0,717
0,046
F corte [N]
-0,255
0,543
Rugosidade [
Var no diâme
Tensão resid
Var no diâme
-0,521
0,185
-0,015
0,972
Tensão resid
0,294
0,480
-0,026
0,951
-0,740
0,036
Micro-dureza
0,160
-0,490
0,458
ap
Rugosidade [
F avanço [N]
F penetração
-0,502
169
0,705
0,217
0,254
0,205
Micro-dureza
0,738
0,037
0,045
0,916
-0,876
0,004
0,479
0,230
Micro-dureza
0,682
0,063
-0,364
0,375
-0,283
0,496
-0,049
0,908
Micro-dureza
-0,179
0,672
Micro-dureza
0,678
0,065
0,602
0,114
Micro-dureza
Micro-dureza
Cell Contents: Pearson correlation
P-Value
170
Análise de correlação considerando:
Pastilha: 2015-1025
vc: 110-150
f: 0,2
ap: 0,25-0,5
Vc
0,000
1,000
ap
F avanço [N]
-0,067
0,874
0,976
0,000
F penetração
-0,110
0,796
0,858
0,006
0,947
0,000
F corte [N]
-0,082
0,846
0,985
0,000
0,995
0,000
0,925
0,001
Rugosidade [
0,625
0,098
0,161
0,703
0,126
0,767
0,094
0,825
Var no diâme
0,596
0,119
-0,405
0,319
-0,331
0,423
-0,125
0,768
Tensão resid
0,084
0,843
-0,811
0,014
-0,841
0,009
-0,840
0,009
Micro-dureza
0,116
0,785
-0,423
0,296
-0,417
0,305
-0,405
0,319
Micro-dureza
0,063
0,881
0,374
0,362
0,379
0,355
0,410
0,313
Micro-dureza
0,150
0,723
-0,116
0,785
-0,106
0,802
-0,073
0,863
F corte [N]
0,073
0,863
Rugosidade [
Var no diâme
Tensão resid
Var no diâme
-0,360
0,381
0,207
0,623
Tensão resid
-0,829
0,011
-0,270
0,517
0,124
0,770
Micro-dureza
-0,394
0,334
-0,570
0,140
0,173
0,682
ap
Rugosidade [
F avanço [N]
F penetração
0,753
0,031
171
Micro-dureza
0,410
0,313
0,033
0,939
0,031
0,941
-0,360
0,382
Micro-dureza
-0,064
0,881
-0,492
0,216
0,179
0,672
0,424
0,295
Micro-dureza
-0,254
0,544
Micro-dureza
0,723
0,043
0,485
0,224
Micro-dureza
Micro-dureza
Cell Contents: Pearson correlation
P-Value
172
Análise de correlação considerando:
Pastilha: 2015-1025
vc: 110-150
f: 0,1-0,2
ap: 0,25
Vc
0,000
1,000
f
F avanço [N]
-0,172
0,684
0,806
0,016
F penetração
-0,035
0,934
0,868
0,005
0,977
0,000
F corte [N]
-0,119
0,778
0,926
0,001
0,966
0,000
0,982
0,000
Rugosidade [
0,028
0,947
0,848
0,008
0,450
0,263
0,576
0,135
Var no diâme
0,082
0,847
0,369
0,368
0,449
0,265
0,498
0,210
Tensão resid
-0,555
0,154
0,512
0,195
0,423
0,297
0,352
0,393
Micro-dureza
0,100
0,813
0,365
0,374
0,618
0,102
0,552
0,156
Micro-dureza
0,211
0,617
0,722
0,043
0,706
0,050
0,785
0,021
Micro-dureza
0,203
0,629
0,710
0,048
0,862
0,006
0,872
0,005
F corte [N]
0,645
0,084
Rugosidade [
Var no diâme
Tensão resid
Var no diâme
0,413
0,309
0,370
0,366
Tensão resid
0,475
0,234
0,314
0,449
0,120
0,777
Micro-dureza
0,545
0,162
-0,129
0,761
-0,156
0,712
f
Rugosidade [
F avanço [N]
F penetração
0,178
0,674
173
Micro-dureza
0,744
0,034
0,648
0,083
0,394
0,334
-0,058
0,892
Micro-dureza
0,840
0,009
0,346
0,401
0,161
0,704
0,075
0,860
Micro-dureza
0,183
0,664
Micro-dureza
0,760
0,029
0,778
0,023
Micro-dureza
Micro-dureza
Cell Contents: Pearson correlation
P-Value
174
Análise de correlação considerando:
Pastilha: 2015-1025
vc: 110-150
f: 0,1-0,2
ap: 0,5
Vc
0,000
1,000
f
F avanço [N]
-0,243
0,562
0,867
0,005
F penetração
-0,132
0,755
0,918
0,001
0,968
0,000
F corte [N]
-0,115
0,786
0,972
0,000
0,956
0,000
0,967
0,000
Rugosidade [
0,050
0,907
0,979
0,000
0,908
0,002
0,966
0,000
Var no diâme
-0,300
0,470
0,425
0,294
0,294
0,480
0,344
0,404
Tensão resid
0,481
0,228
-0,408
0,315
-0,300
0,471
-0,358
0,384
Micro-dureza
-0,218
0,603
-0,003
0,995
0,133
0,753
-0,032
0,940
Micro-dureza
0,076
0,859
0,340
0,409
0,496
0,212
0,420
0,300
Micro-dureza
-0,129
0,761
0,238
0,571
0,460
0,251
0,270
0,518
F corte [N]
0,976
0,000
Rugosidade [
Var no diâme
Tensão resid
Var no diâme
0,343
0,405
0,362
0,378
Tensão resid
-0,341
0,409
-0,342
0,407
-0,901
0,002
Micro-dureza
0,043
-0,048
0,466
f
Rugosidade [
F avanço [N]
F penetração
-0,251
175
0,919
0,911
0,245
0,549
Micro-dureza
0,465
0,246
0,388
0,342
-0,561
0,148
0,598
0,117
Micro-dureza
0,364
0,376
0,234
0,577
-0,007
0,986
0,212
0,614
Micro-dureza
-0,163
0,700
Micro-dureza
0,719
0,045
0,569
0,141
Micro-dureza
Micro-dureza
Cell Contents: Pearson correlation
P-Value
176
Análise de correlação considerando:
Pastilha: 1025
vc: 110
f: 0,1-0,2
ap: 0,25-0,5
(estudo da correlação entre micro-dureza e força de corte)
ap
f
0,000
1,000
ap
F avanço [N]
F penetração
F avanço [N]
0,470
0,530
0,872
0,128
F penetração
0,832
0,168
0,522
0,478
0,872
0,128
F corte [N]
0,682
0,318
0,693
0,307
0,957
0,043
0,973
0,027
Rugosidade [
0,726
0,274
-0,353
0,647
0,113
0,887
0,530
0,470
Var no diâme
-0,907
0,093
-0,082
0,918
-0,554
0,446
-0,875
0,125
Tensão resid
0,585
0,415
-0,718
0,282
-0,402
0,598
0,042
0,958
Micro-dureza
0,091
0,909
0,160
0,840
0,049
0,951
-0,025
0,975
Micro-dureza
0,532
0,468
0,692
0,308
0,920
0,080
0,895
0,105
Micro-dureza
0,454
0,546
0,632
0,368
0,679
0,321
0,590
0,410
F corte [N]
0,387
0,613
Rugosidade [
Var no diâme
Tensão resid
Var no diâme
-0,772
0,228
-0,873
0,127
Tensão resid
-0,185
0,815
0,456
0,544
Rugosidade [
-0,316
0,684
177
Micro-dureza
-0,054
0,946
-0,570
0,430
0,310
0,690
0,309
0,691
Micro-dureza
0,956
0,044
0,430
0,570
-0,741
0,259
-0,370
0,630
Micro-dureza
0,603
0,397
-0,264
0,736
-0,205
0,795
0,049
0,951
Micro-dureza
-0,321
0,679
Micro-dureza
0,760
0,240
0,372
0,628
Micro-dureza
Micro-dureza
Cell Contents: Pearson correlation
P-Value
178
Análise de correlação considerando:
Pastilha: 1025
vc: 150
f: 0,1-0,2
ap: 0,25-0,5
(estudo da correlação entre micro-dureza e força de corte)
ap
f
0,000
1,000
ap
F avanço [N]
F penetração
F avanço [N]
0,565
0,435
0,676
0,324
F penetração
0,737
0,263
0,512
0,488
0,971
0,029
F corte [N]
0,662
0,338
0,599
0,401
0,992
0,008
0,993
0,007
Rugosidade [
0,966
0,034
-0,230
0,770
0,334
0,666
0,541
0,459
Var no diâme
0,570
0,430
0,456
0,544
0,307
0,693
0,352
0,648
Tensão resid
0,893
0,107
-0,307
0,693
0,141
0,859
0,355
0,645
Micro-dureza
0,355
0,645
-0,108
0,892
0,567
0,433
0,616
0,384
Micro-dureza
0,928
0,072
0,113
0,887
0,769
0,231
0,898
0,102
Micro-dureza
0,684
0,316
-0,006
0,994
0,727
0,273
0,823
0,177
F corte [N]
0,448
0,552
Rugosidade [
Var no diâme
Tensão resid
Var no diâme
0,342
0,658
0,526
0,474
Tensão resid
0,259
0,741
0,972
0,028
Rugosidade [
0,594
0,406
179
Micro-dureza
0,589
0,411
0,258
0,742
-0,482
0,518
0,044
0,956
Micro-dureza
0,842
0,158
0,828
0,172
0,338
0,662
0,677
0,323
Micro-dureza
0,778
0,222
0,575
0,425
-0,112
0,888
0,371
0,629
Micro-dureza
0,647
0,353
Micro-dureza
0,921
0,079
0,893
0,107
Micro-dureza
Micro-dureza
Cell Contents: Pearson correlation
P-Value
180
Análise de correlação considerando:
Pastilha: 1025
vc: 110-150
f: 0,1
ap: 0,25-0,5
(estudo da correlação entre micro-dureza e força de corte)
Vc
0,000
1,000
ap
F avanço [N]
-0,420
0,580
0,785
0,215
F penetração
-0,267
0,733
0,785
0,215
0,983
0,017
F corte [N]
-0,341
0,659
0,833
0,167
0,996
0,004
0,989
0,011
Rugosidade [
-0,453
0,547
-0,730
0,270
-0,616
0,384
-0,738
0,262
Var no diâme
-0,743
0,257
0,557
0,443
0,580
0,420
0,428
0,572
Tensão resid
0,191
0,809
-0,664
0,336
-0,931
0,069
-0,976
0,024
Micro-dureza
-0,196
0,804
0,236
0,764
0,701
0,299
0,770
0,230
Micro-dureza
-0,738
0,262
0,010
0,990
0,625
0,375
0,583
0,417
Micro-dureza
-0,302
0,698
0,202
0,798
0,710
0,290
0,760
0,240
F corte [N]
-0,676
0,324
Rugosidade [
Var no diâme
Tensão resid
Var no diâme
0,556
0,444
0,120
0,880
Tensão resid
-0,933
0,067
0,768
0,232
ap
Rugosidade [
F avanço [N]
-0,244
0,756
F penetração
181
Micro-dureza
0,678
0,322
-0,571
0,429
-0,076
0,924
-0,882
0,118
Micro-dureza
0,555
0,445
-0,019
0,981
0,303
0,697
-0,636
0,364
Micro-dureza
0,678
0,322
-0,488
0,512
-0,009
0,991
-0,866
0,134
Micro-dureza
0,789
0,211
Micro-dureza
0,994
0,006
0,854
0,146
Micro-dureza
Micro-dureza
Cell Contents: Pearson correlation
P-Value
182
Análise de correlação considerando:
Pastilha: 1025
vc: 110-150
f: 0,2
ap: 0,25-0,5
(estudo da correlação entre micro-dureza e força de corte)
Vc
0,000
1,000
ap
F avanço [N]
-0,163
0,837
0,986
0,014
F penetração
-0,397
0,603
0,917
0,083
0,970
0,030
F corte [N]
-0,160
0,840
0,986
0,014
1,000
0,000
0,969
0,031
Rugosidade [
0,663
0,337
-0,260
0,740
-0,396
0,604
-0,521
0,479
Var no diâme
0,700
0,300
-0,700
0,300
-0,798
0,202
-0,916
0,084
Tensão resid
0,035
0,965
-0,908
0,092
-0,881
0,119
-0,835
0,165
Micro [Ferri
-0,062
0,938
-0,198
0,802
-0,140
0,860
-0,130
0,870
Micro [Auste
0,011
0,989
0,891
0,109
0,855
0,145
0,801
0,199
Micro [média
-0,064
0,936
0,709
0,291
0,742
0,258
0,696
0,304
F corte [N]
-0,398
0,602
Rugosidade [
Var no diâme
Tensão resid
Var no diâme
-0,795
0,205
0,547
0,453
Tensão resid
-0,879
-0,034
ap
Rugosidade [
F avanço [N]
0,719
F penetração
183
0,121
0,966
0,281
Micro [Ferri
-0,135
0,865
-0,677
0,323
0,232
0,768
0,586
0,414
Micro [Auste
0,853
0,147
0,095
0,905
-0,680
0,320
-0,998
0,002
Micro [média
0,746
0,254
-0,720
0,280
-0,443
0,557
-0,353
0,647
Micro [Ferri
-0,621
0,379
Micro [Auste
0,550
0,450
0,312
0,688
Micro [Auste
Micro [média
Cell Contents: Pearson correlation
P-Value
184
Análise de correlação considerando:
Pastilha: 1025
vc: 110-150
f: 0,1-0,2
ap: 0,25
(estudo da correlação entre micro-dureza e força de corte)
Vc
0,000
1,000
f
F avanço [N]
-0,384
0,616
0,799
0,201
F penetração
-0,264
0,736
0,874
0,126
0,989
0,011
F corte [N]
-0,242
0,758
0,910
0,090
0,976
0,024
0,997
0,003
Rugosidade [
-0,001
0,999
0,765
0,235
0,312
0,688
0,405
0,595
Var no diâme
-0,527
0,473
0,422
0,578
0,197
0,803
0,206
0,794
Tensão resid
-0,247
0,753
0,964
0,036
0,912
0,088
0,949
0,051
Micro [Ferri
0,000
1,000
0,430
0,570
0,762
0,238
0,745
0,255
Micro [Auste
0,504
0,496
0,664
0,336
0,081
0,919
0,221
0,779
Micro [média
0,172
0,828
0,663
0,337
0,801
0,199
0,832
0,168
F corte [N]
0,478
0,522
Rugosidade [
Var no diâme
Tensão resid
Var no diâme
0,262
0,738
0,799
0,201
Tensão resid
0,971
0,029
0,671
0,329
f
Rugosidade [
F avanço [N]
0,461
0,539
F penetração
185
Micro [Ferri
0,696
0,304
-0,253
0,747
-0,485
0,515
0,507
0,493
Micro [Auste
0,295
0,705
0,863
0,137
0,422
0,578
0,459
0,541
Micro [média
0,807
0,193
0,037
0,963
-0,349
0,651
0,671
0,329
Micro [Ferri
-0,213
0,787
Micro [Auste
0,943
0,057
0,125
0,875
Micro [Auste
Micro [média
Cell Contents: Pearson correlation
P-Value
186
Análise de correlação considerando:
Pastilha: 1025
vc: 110-150
f: 0,1-0,2
ap: 0,5
(estudo da correlação entre micro-dureza e força de corte)
Vc
0,000
1,000
f
F avanço [N]
-0,364
0,636
0,905
0,095
F penetração
-0,248
0,752
0,968
0,032
0,956
0,044
F corte [N]
-0,191
0,809
0,978
0,022
0,973
0,027
0,990
0,010
Rugosidade [
0,009
0,991
1,000
0,000
0,895
0,105
0,966
0,034
Var no diâme
-0,087
0,913
-0,786
0,214
-0,544
0,456
-0,766
0,234
Tensão resid
0,715
0,285
0,676
0,324
0,391
0,609
0,469
0,531
Micro [Ferri
-0,257
0,743
-0,022
0,978
0,288
0,712
0,000
1,000
Micro [Auste
-0,364
0,636
0,931
0,069
0,978
0,022
0,991
0,009
Micro [média
-0,415
0,585
0,568
0,432
0,823
0,177
0,621
0,379
F corte [N]
0,974
0,026
Rugosidade [
Var no diâme
Tensão resid
Var no diâme
-0,700
0,300
-0,803
0,197
Tensão resid
0,540
0,460
0,678
0,322
f
Rugosidade [
F avanço [N]
-0,485
0,515
F penetração
187
Micro [Ferri
0,110
0,890
-0,049
0,951
0,630
0,370
-0,025
0,975
Micro [Auste
0,981
0,019
0,927
0,073
-0,692
0,308
0,372
0,628
Micro [média
0,695
0,305
0,546
0,454
0,024
0,976
0,214
0,786
Micro [Ferri
0,087
0,913
Micro [Auste
0,781
0,219
0,690
0,310
Micro [Auste
Micro [média
Cell Contents: Pearson correlation
P-Value
188
Análise de correlação considerando:
Pastilha: 1025
vc: 110-150
f: 0,1-0,2
ap: 0,5
(estudo da correlação entre tensão residual e variação dimensional)
(ver página 183)
189
Análise de correlação considerando:
Pastilha: 2015
vc: 110-150
f: 0,1-0,2
ap: 0,5
(estudo da correlação entre tensão residual e variação dimensional)
Vc
0,000
1,000
f
F avanço [N]
-0,132
0,868
0,958
0,042
F penetração
-0,039
0,961
0,977
0,023
0,995
0,005
F corte [N]
-0,029
0,971
0,997
0,003
0,976
0,024
0,989
0,011
Rugosidade [
0,089
0,911
0,991
0,009
0,964
0,036
0,986
0,014
Var no diâme
-0,468
0,532
0,711
0,289
0,876
0,124
0,824
0,176
Tensão resid
0,543
0,457
-0,826
0,174
-0,902
0,098
-0,860
0,140
Micro [Ferri
-0,212
0,788
0,026
0,974
0,300
0,700
0,240
0,760
Micro [Auste
0,815
0,185
-0,542
0,458
-0,679
0,321
-0,604
0,396
Micro [média
0,446
0,554
-0,409
0,591
-0,249
0,751
-0,249
0,751
F corte [N]
0,992
0,008
Rugosidade [
Var no diâme
Tensão resid
Var no diâme
0,758
0,242
0,718
0,282
Tensão resid
-0,849
0,151
-0,785
0,215
f
Rugosidade [
F avanço [N]
-0,922
0,078
F penetração
190
Micro [Ferri
0,096
0,904
0,108
0,892
0,630
0,370
-0,286
0,714
Micro [Auste
-0,578
0,422
-0,486
0,514
-0,874
0,126
0,921
0,079
Micro [média
-0,369
0,631
-0,283
0,717
-0,082
0,918
0,458
0,542
Micro [Ferri
-0,387
0,613
Micro [Auste
0,673
0,327
0,422
0,578
Micro [Auste
Micro [média
Cell Contents: Pearson correlation
P-Value
191
Análise de correlação considerando:
Pastilha: 1025-2015
vc: 110
f: 0,1-0,2
ap: 0,5
(estudo da correlação entre tensão residual e variação dimensional)
f
0,947
0,053
F avanço [N]
F penetração
0,958
0,042
0,999
0,001
F corte [N]
0,996
0,004
0,969
0,031
0,979
0,021
Rugosidade [
0,990
0,010
0,983
0,017
0,989
0,011
0,997
0,003
Var no diâme
0,309
0,691
0,039
0,961
0,058
0,942
0,221
0,779
Tensão resid
-0,540
0,460
-0,390
0,610
-0,392
0,608
-0,476
0,524
Micro [Ferri
-0,884
0,116
-0,985
0,015
-0,980
0,020
-0,922
0,078
Micro [Auste
0,526
0,474
0,511
0,489
0,536
0,464
0,561
0,439
Micro [média
-0,653
0,347
-0,785
0,215
-0,760
0,240
-0,671
0,329
Rugosidade [
0,192
0,808
Var no diâme
Tensão resid
Micro [Ferri
Tensão resid
-0,480
0,520
-0,863
0,137
Micro [Ferri
-0,941
0,059
0,134
0,866
0,240
0,760
Micro [Auste
0,526
0,474
-0,319
0,681
0,372
0,628
F avanço [N]
Var no diâme
F penetração
F corte [N]
-0,557
0,443
192
Micro [média
Micro [média
-0,721
0,279
-0,086
0,914
Micro [Auste
0,105
0,895
Cell Contents: Pearson correlation
P-Value
0,574
0,426
0,767
0,233
193
Análise de correlação considerando:
Pastilha: 1025-2015
vc: 150
f: 0,1-0,2
ap: 0,5
(estudo da correlação entre tensão residual e variação dimensional)
F avanço [N]
f F avanço [N]
0,914
0,086
F penetração
F corte [N]
F penetração
0,912
0,088
0,978
0,022
F corte [N]
0,972
0,028
0,982
0,018
0,960
0,040
Rugosidade [
0,975
0,025
0,967
0,033
0,980
0,020
0,985
0,015
Var no diâme
0,586
0,414
0,276
0,724
0,409
0,591
0,399
0,601
Tensão resid
-0,445
0,555
-0,155
0,845
-0,318
0,682
-0,260
0,740
Micro [Ferri
0,936
0,064
0,744
0,256
0,712
0,288
0,856
0,144
Micro [Auste
0,234
0,766
0,540
0,460
0,387
0,613
0,438
0,562
Micro [média
0,768
0,232
0,853
0,147
0,727
0,273
0,856
0,144
Rugosidade [
0,512
0,488
Var no diâme
Tensão resid
Micro [Ferri
Tensão resid
-0,397
0,603
-0,979
0,021
Micro [Ferri
0,835
0,165
0,612
0,388
-0,442
0,558
Micro [Auste
0,312
0,688
-0,649
0,351
0,748
0,252
Var no diâme
0,123
0,877
194
Micro [média
Micro [média
0,755
0,245
-0,048
0,952
Micro [Auste
0,766
0,234
Cell Contents: Pearson correlation
P-Value
0,227
0,773
0,732
0,268
195
Análise de correlação considerando:
Pastilha: 1025-2015
vc: 110-150
f: 0,1
ap: 0,5
(estudo da correlação entre tensão residual e variação dimensional)
Vc
-0,728
0,272
F avanço [N]
F penetração
-0,592
0,408
0,933
0,067
F corte [N]
-0,613
0,387
0,985
0,015
0,910
0,090
Rugosidade [
0,061
0,939
0,557
0,443
0,766
0,234
0,610
0,390
Var no diâme
-0,512
0,488
-0,198
0,802
-0,234
0,766
-0,358
0,642
Tensão resid
0,466
0,534
0,267
0,733
0,368
0,632
0,410
0,590
Micro [Ferri
-0,925
0,075
0,517
0,483
0,279
0,721
0,414
0,586
Micro [Auste
0,115
0,885
0,589
0,411
0,597
0,403
0,713
0,287
Micro [média
-0,740
0,260
0,913
0,087
0,706
0,294
0,916
0,084
Rugosidade [
-0,658
0,342
Var no diâme
Tensão resid
Micro [Ferri
Tensão resid
0,798
0,202
-0,977
0,023
Micro [Ferri
-0,401
0,599
0,598
0,402
F avanço [N]
Var no diâme
F penetração
-0,630
0,370
F corte [N]
196
Micro [Auste
0,791
0,209
-0,908
0,092
0,923
0,077
-0,282
0,718
Micro [média
0,246
0,754
-0,160
0,840
0,143
0,857
0,679
0,321
Micro [média
Micro [Auste
0,513
0,487
Cell Contents: Pearson correlation
P-Value
197
Análise de correlação considerando:
Pastilha: 1025-2015
vc: 110-150
f: 0,2
ap: 0,5
(estudo da correlação entre tensão residual e variação dimensional)
Vc
-0,076
0,924
F avanço [N]
F penetração
-0,116
0,884
0,992
0,008
F corte [N]
-0,346
0,654
0,914
0,086
0,953
0,047
Rugosidade [
0,368
0,632
0,898
0,102
0,880
0,120
0,716
0,284
Var no diâme
0,763
0,237
0,586
0,414
0,548
0,452
0,308
0,692
Tensão resid
0,768
0,232
-0,556
0,444
-0,534
0,466
-0,592
0,408
Micro [Ferri
0,884
0,116
-0,532
0,468
-0,558
0,442
-0,711
0,289
Micro [Auste
0,023
0,977
-0,312
0,688
-0,198
0,802
-0,005
0,995
Micro [média
0,704
0,296
-0,568
0,432
-0,533
0,467
-0,560
0,440
Rugosidade [
0,880
0,120
Var no diâme
Tensão resid
Micro [Ferri
Tensão resid
-0,158
0,842
0,259
0,741
Micro [Ferri
-0,106
0,894
0,373
0,627
0,926
0,074
Micro [Auste
-0,225
0,775
-0,193
0,807
0,554
0,446
F avanço [N]
Var no diâme
F penetração
F corte [N]
0,199
0,801
198
Micro [média
Micro [média
-0,192
0,808
Micro [Auste
0,640
0,360
Cell Contents: Pearson correlation
P-Value
0,199
0,801
0,994
0,006
0,880
0,120
199
ANEXO C – REGRESSÃO PARA MODELO DA
TENSÃO RESIDUAL EM FUNÇÃO DOS
PARÂMETROS DE CORTE E DA TENSÃO RESIDUAL
EM FUNÇÃO DA VARIAÇÃO DIMESIONAL
200
Regressão com todos os valores da pastilha de classe 1025
Regression Analysis: Tensão residual [MPa] versus Vc; f; ap
The regression equation is
Tensão residual = 320 + 0,20 Vc + 1232 f - 390 ap
Predictor
Constant
Vc
f
ap
Coef
319,6
0,204
1232,0
-390,2
S = 60,7229
SE Coef
168,0
1,073
429,4
171,8
R-Sq = 77,1%
T
1,90
0,19
2,87
-2,27
P
0,130
0,859
0,046
0,086
R-Sq(adj) = 59,8%
Analysis of Variance
Source
Regression
Residual Error
Total
Source
Vc
f
ap
Obs
1
2
3
4
5
6
7
8
DF
1
1
1
Vc
110
150
110
150
110
150
110
150
DF
3
4
7
SS
49521
14749
64270
MS
16507
3687
Fit
367,6
375,8
490,8
499,0
270,1
278,2
403,3
401,4
SE Fit
42,9
42,9
42,9
42,9
42,9
42,9
42,9
42,9
F
4,48
P
0,091
Seq SS
133
30356
19032
Tensão
residual
354,3
326,4
560,0
492,5
281,5
329,5
346,0
406,0
Residual
-13,3
-49,4
69,2
-6,5
11,4
51,3
-57,3
4,6
St Resid
-0,31
-1,15
1,61
-0,15
0,27
1,19
-1,46
0,11
201
Regression Analysis: Tensão residual [MPa] versus Var no diâmetro [mm]
The regression equation is
Tensão residual [MPa] = 416 + 1526 Var no diâmetro [mm]
Predictor
Constant
Var no diâmetro [mm]
S = 123,198
Coef
416,24
1526
R-Sq = 0,1%
SE Coef
75,46
10913
T
5,52
0,14
P
0,000
0,891
R-Sq(adj) = 0,0%
Analysis of Variance
Source
Regression
Residual Error
Total
Obs
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
Var no
diâmetro
[mm]
-0,005
-0,005
-0,006
-0,001
-0,013
-0,006
-0,008
-0,002
-0,006
-0,011
-0,007
-0,006
-0,004
-0,007
-0,007
-0,007
DF
1
14
15
SS
297
212487
212784
Tensão
residual
[MPa]
572,0
299,5
484,5
417,0
434,5
654,0
222,5
345,5
354,3
326,4
560,0
492,5
281,5
329,5
326,0
406,0
MS
297
15178
Fit
408,6
408,6
407,1
414,7
396,4
407,1
404,0
413,2
407,1
399,5
405,6
407,1
410,1
405,6
405,6
405,6
F
0,02
SE Fit
34,0
34,0
31,0
65,6
79,2
31,0
35,9
56,2
31,0
59,7
31,7
31,0
39,8
31,7
31,7
31,7
P
0,891
Residual
163,4
-109,1
77,4
2,3
38,1
246,9
-181,5
-67,7
-52,8
-73,1
154,4
85,4
-128,6
-76,1
-79,6
0,4
St Resid
1,38
-0,92
0,65
0,02
0,40 X
2,07R
-1,54
-0,62
-0,44
-0,68
1,30
0,72
-1,10
-0,64
-0,67
0,00
R denotes an observation with a large standardized residual.
X denotes an observation whose X value gives it large influence.