6º CONGRESSO BRASILEIRO DE ENGENHARIA DE FABRICAÇÃO
6th BRAZILIAN CONFERENCE ON MANUFACTURING ENGINEERING
11 a 15 de abril de 2011 – Caxias do Sul – RS - Brasil
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April 11 to 15 , 2011 – Caxias do Sul – RS – Brazil
USINAGEM COM ALTA VELOCIDADE DE CORTE APRIMORA A VIDA
EM FADIGA DA PEÇA
Alessandro Roger Rodrigues, [email protected]
Daniel Iwao Suyama, [email protected]
Hidekasu Matsumoto, [email protected]
Ruís Camargo Tokimatsu, [email protected]
Adriana Bruno Norcino, [email protected]
Eli Jorge da Cruz Junior, [email protected]
1
UNESP Univ Estadual Paulista, Campus de Ilha Solteira, Av. Brasil Centro, 56, 15.385-000, Ilha Solteira-SP
UNICAMP Univ Estadual de Campinas, Rua Mendeleyev, 200, Cidade Universitária, 13.083-860, Campinas-SP
2
Resumo: Este artigo quantifica estatisticamente o efeito das condições de fresamento na integridade superficial da
peça. Investigou-se a influência do avanço por dente e da velocidade de corte na rugosidade, força de usinagem e vida
em fadiga de um aço baixo-carbono com grãos ultrafinos, ainda incipiente em aplicações com usinagem. Os ensaios
de fresamento de topo foram conduzidos em um centro de usinagem CNC sob corte concordante e sem aplicação de
fluido lubri-refrigerante. Com base na Análise de Variância (ANOVA), os resultados indicaram que os parâmetros de
corte foram influentes nas variáveis de resposta. A condição de usinagem em alta velocidade reduziu a força de
usinagem, suavizou os picos e vales da rugosidade e uniformizou as marcas de avanço da ferramenta, que tiveram
reflexo benéfico na vida em fadiga do material. Fratografias dos corpos de prova indicaram que a fratura ocorreu por
microcavidades, devido ao tamanho de grão reduzido e à dureza da peça.
Palavras-chave: fresamento com alta velocidade de corte, integridade superficial, aços com grãos ultrafinos
1. INTRODUÇÃO
As primeiras pesquisas sobre usinagem com alta velocidade de corte (High-Speed Cutting - HSC) foram realizadas
por Carl Salomon na Alemanha entre 1924 e 1931. Materiais não ferrosos como alumínio, cobre e bronze foram
usinados com velocidades de até 16.500 m/min (Flom e Komanduri, 1989; Schützer e Schulz, 2003). Embora não haja
consenso até os dias atuais, Salomon constatou que a temperatura de corte e a força de usinagem diminuíram com o
aumento da velocidade de corte. Estes efeitos podem ser decisivos na integridade superficial do produto usinado.
HSC é um termo relativo que depende do material da peça e do mecanismo de formação de cavaco. De acordo com
Flom e Komanduri (1989), alta velocidade de corte para um dado material pode ser definida como a velocidade acima
da qual o cisalhamento localizado se desenvolve completamente na zona de cisalhamento primária. HSC gera cavacos
contínuos para materiais dúcteis e segmentados para materiais de difícil usinabilidade.
Sob o prisma prático e industrial, HSC é definida com base em intervalos de velocidade de corte, onde a velocidade
é aumentada entre 5 a 10 vezes em relação aos valores assumidos convencionais e a taxa de avanço e profundidade de
usinagem são diminuídas visando operações de acabamento e semi-acabamento (Schulz, 1999; Tönshoff et al 2001).
Porém, esta definição prática da usinagem HSC é imprecisa e abrangente. Chevrier et al (2003) e Sandvik Coromant
(1999), por exemplo, indicam que a velocidade de corte em aços pode ser classificada como alta a partir de 300 m/min.
Apesar do progresso da usinagem HSC e de sua difusão no meio industrial (Pawade, Hoshi e Brahmankar, 2008;
Limido et al, 2007), muitos resultados científicos na área de integridade superficial ainda não apresentaram conclusões
satisfatórias. Klocke e Hoppe (2001) usinando aço AISI 1045 verificaram que a força de corte cai quando se atinge
cerca de 2.000 m/min. Após essa velocidade crítica, as forças voltam a subir. Silva (2002) usinando a liga Inconel 718
com vc entre 300 e 600 m/min, concluiu que a força de corte praticamente permaneceu constante com o aumento da
velocidade de corte.
O acabamento superficial nem sempre é melhorado com HSC. Yousefi e Ichida (2000) investigaram a influência da
aplicação de alta velocidade de corte no acabamento superficial, formação de cavaco e força de usinagem. Concluíram,
em oposição a outros trabalhos, que a rugosidade superficial aumenta com aumento da velocidade de corte, devido à
formação de metal soldado na aresta secundária da ferramenta.
O objetivo deste trabalho foi determinar o efeito da velocidade de corte e do avanço por dente na rugosidade da
peça, na força de usinagem e, sobretudo, na vida em fadiga do material.
©
Associação Brasileira de Engenharia e Ciências Mecânicas 2011
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2. MATERIAIS E MÉTODOS
Os ensaios foram realizados a seco em um centro de usinagem Romi, modelo Discovery 560, com 11 kW de
potência e rotação máxima de 10.000 rpm. Foi empregado o fresamento de topo concordante e percurso linear da
ferramenta, utilizando-se uma fresa  25 mm com dois insertos de metal duro (Classe ISO P15) revestidos de Al2O3,
fabricados pela Sandvik Coromant (R390-11 T3 08M-PM 4220). Os parâmetros de corte apresentados na Tab. (1)
foram estabelecidos com base em Chevrier et al (2003) e Sandvik Coromant (1999). A largura e profundidade de
usinagem, respectivamente 19 mm e 0,5 mm, foram mantidas constantes.
Tabela 1. Parâmetros de usinagem utilizados nos ensaios de fresamento.
Fatores de controle
Níveis
Velocidade de corte [m/min]
Avanço [mm/dente]
* Condição considerada “convencional”
Condições de Usinagem
Resposta
C1
C2*
C3**
C4
Rugosidade
2
100
100
600
600
Força de Usinagem
2
0,05
0,2
0,05
0,2
Fadiga
** Condição considerada HSC.
O aço ferrítico baixo-carbono denominado COSAR 60, fornecido pela USIMINAS S/A, foi utilizado como corpo
de prova. Os materiais foram processados termomecanicamente visando a obtenção de uma microestrutura com grãos
ferríticos ultrafinos (1,7 ± 0,32 µm). As principais propriedades mecânicas do material são: dureza (322 ± 7,3 HV),
limite de escoamento (530 MPa), limite de resistência (1000 MPa), alogamento (6,2%) e energia Charpy (32,2 ± 1,8 J).
A Tabela (2) apresenta os principais elementos de liga do material.
Tabela 2. Especificação química do material da peça (% em peso).
C
Mn
P
S
Si
Al
Cu
Cr
Ni
Nb
V
Ti
Ceq
0,15
1,49
0,027
0,009
0,27
0,046
0,005
0,276
0,008
0,048
0,044
0,016
0,40
Visando a quantificação estatística dos resultados, foi empregado um experimento fatorial 22 utilizando Análise de
Variância (ANOVA), nível de significância de 5% e 6 réplicas para cada condição de usinagem. A rugosidade
quantitativa (Rmáx) e qualitativa (perfil dos picos e vales) foi medida utilizando-se um rugosímetro portátil Mitutoyo,
modelo SJ-201P, com agulha de diamante de raio de ponta igual a 5 µm e cutoff de 0,8 mm. A força de usinagem foi
obtida recorrendo-se a um dinamômetro piezelétrico Kistler, modelo 9257BA, e o respectivo amplificador de carga
5233A. O comportamento da vida em fadiga foi quantificado em uma máquina de ensaios mecânicos servo-hidráulica
Material Testing System (MTS), modelo 810 - TestStar II, considerando corpos de prova prismáticos 6 x 19 x 65 mm,
ensaio de flexão em quatro pontos (vão superior e inferior de 20 e 50 mm, respectivamente), razão de carga R=0,1,
frequência de 20 Hz e fim de vida de 106 ciclos.
3. RESULTADOS E DISCUSSÃO
A Figura (1) apresenta uma visão geral do comportamento da rugosidade máxima (Rmáx) em função das condições
de usinagem. Mesmo considerando a variabilidade das medidas, nota-se que o incremento do avanço em 4x aumentou a
rugosidade em 43% para a mais baixa velocidade de corte e 91% para a velocidade de corte mais elevada.
O aumento da velocidade de corte em 6x reduziu a rugosidade em 51% para o menor avanço por dente e 35% para
o avanço mais elevado. Este comportamento está relacionado ao aspecto cinemático entre raio de ponta do inserto e
avanço por dente, bem como ao processo de formação do cavaco, que depende também do avanço da ferramenta e, não
menos importante, da velocidade de corte.
Ao aumentar a velocidade de corte, mantendo-se o mesmo avanço da ferramenta, a espessura do cavaco reduz, dado
o aumento do ângulo de cisalhamento. Este efeito causa diminuição do grau de recalque do cavaco, deformando-o
menos e trazendo reflexos benéficos diretos na textura superficial da peça usinada (Ferraresi, 1970).
Além disso, Assis (2010) avaliou o mecanismo de formação de cavaco para o mesmo material e mesmas condições
de usinagem e constatou a formação do cavaco segmentado, quando gerado sob velocidade de corte de 600 m/min.
Formado pelo processo de cisalhamento adiabático, o cavaco segmentado apresenta lamelas com pouca ou nenhuma
deformação e bandas de cisalhamento altamente deformadas (Machado et al, 2009). Assim, o balanço entre os efeitos
térmico (amolecimento) e mecânico (encruamento) durante a formação do cavaco torna sua geometria serrilhada,
reduzindo o recalque e favorecendo o acabamento superficial.
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5
Rmáx [mm]
4
3
2
1
0
C1
C2
C3
C4
Condição de Usinagem
Figura 1. Rugosidade máxima em função das condições de usinagem.
Analisando-se de forma qualitativa a topografia dos corpos de prova, nota-se na Fig. (2) um padrão fortemente
dependente do perfil da rugosidade com a velocidade de corte e avanço por dente.
Uma primeira avaliação que pode ser feita assemelha-se à análise baseada nos valores quantitativos mostrados na
Fig. (1). Para uma mesma velocidade de corte, o aumento do avanço faz com que a rugosidade seja aumentada (pares
C1/C2 e C3/C4) e, para um mesmo avanço, o aumento da velocidade de corte causa diminuição da rugosidade (pares
C1/C3 e C2/C4). Além disso, observa-se na Fig. (2) (condições C1 e C3) que a freqüência dos picos e vales corresponde
aproximadamente ao avanço por dente de 0,05 mm utilizado nestas condições de ensaio. O mesmo ocorre com as
condições C2 e C4, onde empregou-se o avanço por dente de 0,2 mm.
Uma diferença notada relevante considerando estes gráficos refere-se não apenas às amplitudes maiores da
rugosidade para os casos de maior avanço, mas também à abertura das bases dos picos e vales e ao batimento axial dos
insertos, os quais podem ter participação decisiva no comportamento em fadiga do material.
Em outras palavras, verifica-se que o maior avanço imprime na topografia da peça picos mais achatados, mas em
contrapartida vales mais profundos e agudos, que elevam a rugosidade da superfície e tornam os raios dos sulcos
aparentemente menores, que podem ser considerados uma população de entalhes prejudiciais à vida em fadiga da peça.
Figura 2. Perfil de rugosidade máxima em função das condições de usinagem.
Como forma de validar estatisticamente os efeitos dos fatores de controle na rugosidade, apresenta-se na Tab. (3) o
quadro ANOVA para a velocidade de corte e o avanço por dente.
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É possível observar que os parâmetros de corte influentes na rugosidade máxima são ambos a velocidade de corte e
o avanço por dente, uma vez que os respectivos valores de probabilidade foram menores que o nível de significância
adotado nos experimentos (P<=0,05). Em outras palavras, a afirmação de que estes referidos fatores de controle
causam diferenças significativas na rugosidade tem uma confiabilidade de 95% ou, equivalentemente, a chance de a
afirmação ser equivocada é de apenas 5%.
Para avaliar o grau e o tipo de correlação existente entre as variáveis de entrada e de saída do experimento, a
Tab. (3) também apresenta o Coeficiente de Pearson. Níveis próximos à unidade e a zero indicam, respectivamente,
correlação forte e fraca, ao passo que valores positivos e negativos significam comportamentos diretamente e
inversamente proporcionais, respectivamente. Neste experimento, constata-se que tanto a velocidade de corte como o
avanço por dente têm correlação moderada com a rugosidade máxima, sendo, porém, o avanço por dente mais influente
na resposta e diretamente proporcional.
Tabela 3. Quadro ANOVA para a rugosidade máxima.
Fator
Graus de
Liberdade
Soma dos
Quadrados
Quadrado
Médio
Teste F
Probabilidade P
Coeficiente de
Pearson
vc
1
6,1307
6,1307
20,14
~ 0,000
-0,524
fz
1
9,7920
9,7920
32,17
~ 0,000
0,662
Erro
21
6,3916
0,3044
Total
23
22,3143
De forma análoga ao quadro ANOVA, a Fig. (4) mostra qualitativamente o comportamento da rugosidade diante da
variação dos parâmetros de corte.
Verifica-se que a redução da velocidade de corte e o aumento do avanço por dente elevam a rugosidade máxima da
peça. Entretanto, o avanço por dente foi o fator de controle que mais oscilou em torno da média, indicando que foi
significativo na rugosidade. Testes de normalidade dos dados de rugosidade utilizando o método Kolmogorov-Smirnov
demonstraram que o comportamento dos resultados segue a distribuição normal (P>15%), a qual valida a análise
estatística. Adicionalmente, a análise das interações entre os fatores comprovou que não houve interação entre as
variáveis de entrada.
Figura 4. Influência da velocidade de corte e do avanço por dente na rugosidade máxima.
A Figura (5) traz o comportamento da força de usinagem como uma função das condições de usinagem. Observa-se
que o incremento do avanço em 4x aumentou a força de usinagem em 62% para a mais baixa velocidade de corte e não
apresentou variação estatisticamente comprovada para a velocidade de corte mais elevada, dada a variabilidade dos
dados. Assim, é correto supor que o aumento do avanço eleva a força de avanço, que, por sua vez, aumenta a força de
usinagem. Este efeito, ao considerar velocidades de corte maiores, demonstra ser sobreposto pela própria influência
inversa da velocidade de corte na força de usinagem.
O aumento da velocidade de corte em 6x reduziu a força de usinagem em 35% para o menor avanço por dente e
57% para o avanço mais elevado. Conforme Alauddin (1998), este comportamento pode estar relacionado ao aumento
da temperatura de corte, à diminuição do atrito na interface cavaco-ferramenta e à redução na espessura do cavaco, tal
como apontado no caso da rugosidade máxima. Ademais, além dos reflexos na textura superficial, o processo de
segmentação também traz benefícios para a força de usinagem, na medida em que a nucleação e o freamento das trincas
sucessivas (para formação de lamelas subsequentes) reduzem os níveis de força necessários para a deformação e
remoção do cavaco.
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Por último, nota-se que o comportamento da força de corte assemelha-se claramente ao da rugosidade máxima,
indicando que usinagens sob maiores esforços da ferramenta podem acrescentar efeitos no acabamento da peça, como
deflexões da ferramenta e vibrações do conjunto peça-máquina-ferramenta.
300
250
Fu [N]
200
150
100
50
0
C1
C2
C3
C4
Condição de Usinagem
Figura 5. Força de usinagem em função das condições de usinagem.
Como forma de analisar estatisticamente a influência dos parâmetros de corte na força de usinagem, apresenta-se na
Tab. (4) o quadro ANOVA para a velocidade de corte e o avanço por dente.
É possível observar que os parâmetros de corte influentes na força de usinagem são novamente ambos a velocidade
de corte e o avanço por dente, uma vez que os respectivos valores de probabilidade foram menores que o nível de
significância adotado nos experimentos (P<=0,05). Em outras palavras, a afirmação de que estes referidos fatores de
controle causam diferenças significativas na força de usinagem tem uma confiabilidade de 95% ou, equivalentemente, a
chance de a afirmação ser equivocada é de apenas 5%.
Analisando-se a correlação entre os parâmetros de corte e a força de usinagem, verifica-se que a velocidade de corte
apresenta grau considerado forte e inversamente proporcional, enquanto o avanço por dente demonstra ter relação
moderada e diretamente proporcional. Portanto, a velocidade de corte sobrepõe-se ao avanço por dente quando a
resposta é a força de usinagem.
Tabela 4. Quadro ANOVA para a força de usinagem.
Fator
Graus de
Liberdade
Soma dos
Quadrados
Quadrado
Médio
Teste F
Probabilidade P
Coeficiente de
Pearson
vc
1
54384
54384
89,66
~ 0,000
-0,816
fz
1
14592
14592
24,06
~ 0,000
0,423
Erro
21
12738
607
Total
23
81715
De forma análoga ao quadro ANOVA, a Fig. (6) mostra qualitativamente o comportamento da força de usinagem
diante da variação dos parâmetros de corte.
Verifica-se que a redução da velocidade de corte e o aumento do avanço por dente elevam a força de usinagem.
Entretanto, a velocidade de corte foi o fator de controle que mais oscilou em torno da média, indicando que foi
significativo na resposta e ratificando os resultados do Coeficiente de Correlação de Pearson apresentados na Tab. (4).
Testes de normalidade dos dados de força de usinagem utilizando o método Kolmogorov-Smirnov demonstraram que o
comportamento dos resultados segue a distribuição normal (P>15%), a qual valida a análise estatística. Adicionalmente,
a análise das interações entre os fatores comprovou que não houve interação entre as variáveis de entrada.
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Figura 6. Influência da velocidade de corte e do avanço por dente na força de usinagem.
A Figura (7) mostra o arranjo dos pontos obtidos nos ensaios de fadiga (Curva S-N) visando avaliar o efeito das
condições de usinagem no comportamento em fadiga do material.
Cada ponto relaciona uma tensão S a uma vida N, isto é, número de ciclos de tensão no qual ocorreu a falha de um
corpo de prova ou atingiu-se os critérios de parada, quais sejam: fratura, deformação plástica excessiva ou vida infinita.
Os pontos acompanhados de uma seta voltada para a direita indicam que o corpo de prova não se rompeu e atingiu o
número de ciclos considerado como “vida infinita” (106 ciclos).
Tensão Alternada [MPa]
750
C3
C1
C2
C3
C4
650
C1
550
450
C4
C2
350
250
1,0E+03
1,0E+04
1,0E+05
1,0E+06
1,0E+07
Número de ciclos
Figura 7. Comportamento em fadiga do aço com grãos ultrafinos fresado sob diferentes condições.
Observa-se que há dois comportamentos distintos: um para a vida na faixa de 104 a 105 ciclos (resistência à fadiga)
e outro para vida próxima de 106 ciclos (limite de resistência à fadiga).
Para a resistência à fadiga, a vida (número de ciclos até a falha) foi fortemente influenciada pela rugosidade. A
condição C3, com melhor acabamento, apresentou melhor comportamento do que a condição C2 (pior acabamento).
Comparando o comportamento da condição C3 com a condição C2, a vida da última é 20% menor em 104 ciclos e 8%
menor em 105 ciclos. As condições C1 e C4, com acabamentos intermediários, também apresentam comportamento em
fadiga localizado entre as condições extremas.
Ainda observando a Fig. (7), nota-se que as Curvas S-N se aproximam quando se considera o limite de resistência à
fadiga (106 ciclos), apresentando uma previsão do limite de fadiga em torno de 290 MPa. Isso significa que a textura
superficial da peça usinada passa a não ser tão distintiva no comportamento em fadiga para altos números de ciclos.
Visando melhor compreensão dos resultados de vida em fadiga do material usinado sob diferentes condições,
apresenta-se na Fig. (8) imagens fratográficas dos corpos de prova. Nota-se que as trincas nucleiam em múltiplos pontos
que podem ou não estar em um mesmo plano. Quando a propagação ocorre em dois planos diferentes e a seção de
material remanescente já não suporta o carregamento, as duas trincas se unem formando um “degrau” acentuado na
superfície de fratura conhecido por “Marca de Catraca”.
Observa-se que os corpos de prova apresentaram somente microcavidades como características de fratura, sendo
notada e caracteristicamente pequenas, dado o tamanho de grão reduzido do material. Além disso, a ausência de estrias
de fadiga também é um indício da fragilidade do aço com grãos ultrafinos, comprovada pela energia Charpy
apresentada na Tab. (1). Ademais, constatou-se que o micromecanismo de fratura por microcavidades ocorreu em todos
os corpos de prova ensaiados, indicando que a fratura do material depende basicamente de suas propriedades mecânicas
e microestruturais, que propriamente das condições de usinagem, as quais ditam principalmente o comportamento do
processo de nucleação da trinca.
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Por fim, também pode-se notar na superfície de fratura apresentada na Fig. (8) três regiões distintas, as quais
delimitam as zonas de nucleação (A), propagação da trinca (B) e fratura (C). Monitorando-se o tempo dos ensaios, foi
possível verificar que a nucleação da trinca foi lenta, ao passo que a propagação foi rápida. Isso ocorreu dada a
fragilidade do aço com grãos ultrafinos e da existência de uma zona plástica na ponta da trinca não significativa que
pudesse controlar a progressão da trinca.
Nucleação da Trinca
(Marca de Catraca)
Fratura Final
A
C
B
2 mm
B
A
C
Figura 8. Caracterização do micromecanismo de fratura do aço com grãos ultrafinos.
4. CONCLUSÕES









A usinagem pode alterar de forma significativa a integridade superficial da peça;
O aumento do avanço eleva a rugosidade e o aumento da velocidade de corte (provavelmente até certos
limites) diminui a rugosidade, porém o efeito do avanço sobrepõe o efeito da velocidade de corte;
Devido ao tamanho de grão reduzido, o tempo de propagação da trinca é menor que o de nucleação;
Dependendo do nível de refino de grão e de sua dureza final, aços com grãos finos podem falhar por fratura;
O comportamento em fadiga é influenciado principalmente pela rugosidade, quanto maior a rugosidade, menor
a vida;
A dispersão dos resultados de fadiga está ligada à dispersão da rugosidade;
A redução do tamanho de grão causa aumento de dureza e diminuição da tenacidade, tendo relação com os
micromecanismos de fratura;
O tamanho de microcavidades na fratura por fadiga depende do tamanho de grão do material;
A usinagem HSC tende a aprimorar a integridade superficial (diminuindo a rugosidade e o nível da força de
usinagem) quando comparada à usinagem considerada convencional.
5. AGRADECIMENTOS
Os autores agradecem à FAPESP, CAPES e CNPq pelo suporte financeiro ao desenvolvimento deste trabalho.
6. REFERÊNCIAS
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Grãos Ultrafinos”, Dissertação de Mestrado, Faculdade de Engenharia de Ilha Solteira, Universidade Estadual
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End Milling of a Low Alloyed Steel”, International Journal of Machine Tools and Manufacture, Vol.43,
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Pawade, R.S., Joshi, S.S. and Brahmankar, P.K., 2008, “Effect of Machining Parameters and Cutting Edge Geometry on
Surface Integrity of High-Speed Turned Inconel 718”, International Journal of Machine Tools and Manufacture,
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Schützer, K. and Schulz, H., 2003, “Histórico da Usinagem com Altíssima Velocidade até os Dias Atuais”, In: Santos,
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Universidade de São Paulo, São Carlos, Brasil, 211 f.
Tönshoff, H.K., Friemuth, T., Andrae, P. and Amor, R.B., 2001, “High-Speed or High-Performance Cutting - A
Comparison of New Machining Technologies”, Production Engineering, Vol.8, No. 1, pp. 5-8.
Yousefi, R. and Ichida, Y., 2000, “A Study on Ultra-High-Speed Cutting of Aluminiun Alloy: Formation of Welded
Metal on the Secondary Cutting Edge of the Tool and its Effects on the Quality of Finished Surface, Precision
Engineering, Vol.24, pp. 371-376.
7. DIREITOS AUTORAIS
Os autores são os únicos responsáveis pelo conteúdo do material impresso incluído no seu trabalho.
6º CONGRESSO BRASILEIRO DE ENGENHARIA DE FABRICAÇÃO
6th BRAZILIAN CONFERENCE ON MANUFACTURING ENGINEERING
11 a 15 de abril de 2011 – Caxias do Sul – RS - Brasil
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April 11 to 15 , 2011 – Caxias do Sul – RS – Brazil
HIGH-SPEED MACHINING IMPROVES THE FATIGUE LIFE OF
WORKPIECE
Alessandro Roger Rodrigues, [email protected]
Daniel Iwao Suyama, [email protected]
Hidekasu Matsumoto, [email protected]
Ruís Camargo Tokimatsu, [email protected]
Adriana Bruno Norcino, [email protected]
Eli Jorge da Cruz Junior, [email protected]
1
UNESP Univ Estadual Paulista, Campus de Ilha Solteira, Av. Brasil Centro, 56, 15.385-000, Ilha Solteira-SP
UNICAMP Univ Estadual de Campinas, Rua Mendeleyev, 200, Cidade Universitária, 13.083-860, Campinas-SP
2
Abstract: This paper quantifies statistically the effect of the milling parameters on surface integrity of workpiece. The
influence of the feed per tooth and cutting speed was investigated on roughness, cutting force and fatigue life of
ultrafine-grained steel. The end milling tests were carried out in a CNC machining center considering down milling
and dry condition. By using Analysis of Variance (ANOVA), the results indicated that high-speed cutting reduced the
cutting force and smoothed the peaks and valleys of roughness, which cause benefic and direct effects on increasing of
the workpiece fatigue life. Fractography images showed the presence of the microcavities due to the smaller grain size
and higher hardness of workpiece material.
Keywords: high-speed milling, surface integrity, ultrafine-grained steels
©
Associação Brasileira de Engenharia e Ciências Mecânicas 2011