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JOHN FERNEY ALVAREZ ROSARIO
AVALIAÇÃO DA INTEGRIDADE DA SUPERFÍCIE NO
TORNEAMENTO DE UM FERRO FUNDIDO NODULAR
COM CARBONETO
Dissertação apresentada à
Escola Politécnica da Universidade de São Paulo
para obtenção do título de Mestre em Engenharia
São Paulo
2006
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JOHN FERNEY ALVAREZ ROSARIO
AVALIAÇÃO DA INTEGRIDADE DA SUPERFÍCIE NO
TORNEAMENTO DE UM FERRO FUNDIDO NODULAR
COM CARBONETO
Dissertação apresentada à
Escola Politécnica da Universidade de São Paulo
para obtenção do título de Mestre em Engenharia
Área de concentração: Engenharia Mecânica
Orientador: Professor Dr. Roberto Martins de Souza
São Paulo
2006
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Este exemplar foi revisado e alterado em relação à versão original, sob
responsabilidade única do autor e com anuência do seu orientador
São Paulo, 17 de Abril de 2006
Assinatura do autor
Assinatura do orientador
FICHA CATALOGRÁFICA
© Reprodução autorizada pelo autor desde que citada a fonte
Alvarez, Rosario John Ferney
Avaliação da integridade da superfície no
torneamento de um ferro fundido nodular com
carboneto /
John Ferney Alvarez. -- São Paulo, 2006.
138p.
Dissertação (Mestrado) - Escola Politécnica da
Universidade de São Paulo. Departamento de
Engenharia Mecânica.
1. Ferro fundido nodular 2. Integridade da
superfície 3. torneamento 4. Carboneto
I. Universidade de São Paulo. Escola Politécnica.
Departamento de Engenharia Mecânica I.t.
“You never know me
Cause I won't let you in
Not all I am
Is on the surface”
Tomado da música: “Weaving Sorrow”
Rob Halford
À minha Família,
“A mis Padres:
Gonzalo Alvarez y Jiorman Rosario”.
Agradecimentos
Ao orientador Professor Dr. Roberto Martins de Souza, pela paciência e
apoio durante a orientação do mestrado;
Ao orientador Professor Dr. Amilton Sinatora, pela confiança e apoio;
À empresa Aços Villares-Sidenor, na figura do Engenheiro Miguel Ângelo
de Carvalho, pela bolsa de mestrado FUSP, e pelo apoio e patrocínio em
projetos de pesquisa;
À Prof. Dra. Izabel Fernanda Machado, pela colaboração e contribuições
na realização dos ensaios;
Ao Prof. Dr. Amauri Hassui, pelos aportes e discussões geradas em torno
ao meu trabalho;
À Dra. María Cristina Moré Farías, pela amizade, e pelas suas valiosas
contribuições durante o planejamento experimental e análise dos
resultados;
À empresa Kennametal Brasil, na figura do Engenheiro Gerferson Correia
Chagas; e à empresa Sandivik Coromant, na figura do Engenheiro Silvio
Baúco, pela doação de ferramentas de corte, ferramental usado nos
ensaios de usinagem;
À empresa Sultrade, na figura do Jonas, pela disponibilização do uso de
equipamentos para preparação metalográfica com carga controlada;
Ao Departamento de Metalurgia e de Materiais da EPUSP, pela
disponibilização do uso do microscópio eletrônico de varredura;
À Fernanda Nascimento Pereira, pela companhia e apoio incondicional;
Ao meu irmão Carlos Gonzalo Alvarez Rosario, a sua esposa Sandra
Milena Ricaurte e a Gabriela, por terem partilhado comigo a experiência
de estar longe de casa durante todo este tempo;
Aos colegas Colombianos, pela amizade e constante colaboração;
À senhora Silene Carneiro e o senhor Sidney Carneiro, pela
disponibilidade e colaboração;
Aos colegas do Laboratório de Fenômenos de Superfície, pela amizade e
colaboração.
RESUMO
Neste trabalho, estudou-se a integridade superficial durante o torneamento
de um ferro fundido nodular com carbonetos, considerando a
heterogeneidade microestrutural (fração volumétrica, tamanho e morfologia
de grafita e dos carbonetos) e os efeitos dos parâmetros de corte (avanço,
velocidade de corte e profundidade de corte), baseados num planejamento
fatorial fracionário 2
4-1
.
Este texto apresenta, numa primeira parte, uma revisão baseada em
referências bibliográficas clássicas da engenharia de superfícies, na
tentativa de definir os conceitos que compõem a integridade da superfície.
Posteriormente, descrevem-se os resultados de ensaios preliminares,
realizados com a finalidade avaliar os níveis do processo e os efeitos desses
parâmetros na integridade da superfície. Finalmente, realizaram-se os
ensaios de usinagem em corpos-de-prova de ferro fundido nodular com
carboneto, nos diâmetros de 80 mm e 140mm. Durante os ensaios de
torneamento empregaram-se duas velocidades de corte (60 m/min e 180
m/min), dois avanços (0,1 mm/rev e 0,3 mm/rev) e duas profundidades de
corte (0,2 mm e 0,3 mm). Após os ensaios de usinagem, foram realizadas: a
avaliação das propriedades do material usinado (dureza e microestrutura), a
análise de topografia da superfície usinada mediante avaliação da
rugosidade, e a avaliação da influência dos parâmetros de usinagem na
rugosidade. Encontrou-se uma dependência estatisticamente significativa
da variação nas propriedades mecânicas dos corpos-de-prova em função da
microestrutura, e mostraram-se os efeitos dessas variações em termos da
integridade da superfície usinada.
Palavras-chave: Ferro fundido nodular, integridade da superfície, torneamento,
carboneto.
ABSTRACT
In this work, the surface integrity of a ductile cast iron with carbides was
studied during turning operations, considering the microstructural
heterogeneity (volume fraction, size and morphology of the graphite and
carbides) and the effect of the machining parameters (feed, cutting speed
and depth of cut), based on a fractional factorial design 2
4-1
.
This work presents, initially, a literature review based on classic works on
surface engineering, as an attempt to define the main concepts of surface
integrity. Later, the results of preliminary test are described, which were
conducted in order to define the process levels and the effects of these levels
on the surface integrity. Finally, turning tests were conducted on specimens
of ductile iron with carbides, at diameters of 80 and 140 mm. Two cutting
speeds (60 m/min and 180 m/min), two feeds (0,1 mm/rev and 0,3
mm/rev) and two depths of cut (0,2 mm and 0,3 mm) were selected during
the tests. Machined specimens were analyzed in terms of the properties of
the machined material (hardness and microstructure) and of the roughness
of the machined surface.
The effect of the machining parameters on the roughness was also studied.
A statistically significant dependence was observed for the properties of the
machined specimens as a function of the microstructure and the effect of
these properties on the surface integrity is presented.
Key words: Ductile cast iron, surface integrity, turning, carbide.
i
SUMÁRIO
1INTRODUÇÃO............................................................................... 1
2REVISÃO BIBLIOGRÁFICA............................................................ 4
2.1 Integridade da superfície.......................................................... 4
2.1.1 Topografia da superfície................................................. 9
2.1.1.1 Textura da Superfície ............................................ 11
2.1.1.1.1 Rugosidade ........................................................ 12
2.1.1.1.2 Ondulação ......................................................... 13
2.1.1.2 Orientação das marcas da ferramenta ................... 15
2.1.1.3 Acabamento superficial ......................................... 17
2.1.2 Características sub-superficiais................................... 17
2.1.3 Desempenho na integridade superficial........................ 18
2.2 Conjuntos de dados padronizados para avaliar a integridade
superficial....................................................................................... 20
2.3 Técnicas experimentais para a avaliação da Integridade
Superficial ...................................................................................... 24
2.3.1 Metalografia da seção transversal ................................ 24
2.3.2 Avaliação da microdureza ............................................ 26
2.3.3 Determinação da tensão residual................................. 28
2.3.4 Topografia ................................................................... 29
2.4 Metalurgia dos ferros fundidos nodulares com carboneto ....... 30
2.5 Integridade superficial dos ferros fundidos nodulares com
carboneto........................................................................................ 31
2.6 Estatística e planejamento de experimentos ........................... 33
2.6.1 Planejamento fatorial................................................... 36
2.6.2 Efeitos......................................................................... 37
3OBJETIVO.................................................................................. 40
4ENSAIOS PRELIMINARES ........................................................... 41
4.1 MATERIAIS E MÉTODOS....................................................... 41
4.1.1 Obtenção dos corpos-de-prova..................................... 41
4.1.2 Preparação do corpo-de-prova ..................................... 42
4.1.3 Máquina ferramenta e ferramental de corte ................. 43
4.2 PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL ........................................ 44
4.2.1 Ensaios de usinagem................................................... 44
4.2.2 Avaliação das propriedades do material usinado .......... 44
4.2.2.1 Análise de dureza.................................................. 44
4.2.2.2 Análise microestrutural......................................... 45
4.2.3 Análise da topografia da peça usinada ......................... 46
4.2.3.1 Textura da superfície............................................. 46
4.2.3.1.1 Rugosidade ........................................................ 46
4.2.4 Análise da sub-superfície da peça usinada................... 48
4.3 Resultados e discussão.......................................................... 49
ii
4.3.1 Avaliação das propriedades do material usinado .......... 49
4.3.1.1 Caracterização microestrutural qualitativa ............ 49
4.3.1.2 Caracterização microestrutural quantitativa e análise
da dureza do material ........................................................... 49
4.3.2 Análise da topografia e da textura da superfície. .......... 51
4.3.3 Influência dos parâmetros de operação e níveis do
processo .................................................................................. 60
4.3.3.1 Influência do avanço na rugosidade....................... 60
4.3.3.2 Influencia da velocidade de corte na rugosidade .... 62
4.3.4 Análise da Sub-superfície ............................................ 63
4.3.4.1 Análise do nível de usinagem severo na qualidade da
superfície, e os seus efeitos na sub-superfície ....................... 63
4.4 Considerações dos ensaios preliminares ................................ 70
5ENSAIOS FINAIS ........................................................................ 72
5.1 Materiais e métodos............................................................... 72
5.1.1 Corpos-de-prova.......................................................... 72
5.1.1.1 Obtenção dos corpos-de-prova............................... 72
5.1.1.2 Preparação dos corpos-de-prova ............................ 72
5.2 Procedimento experimental.................................................... 73
5.2.1 Ensaios de usinagem................................................... 73
5.2.2 Avaliação das propriedades do material usinado .......... 75
5.2.2.1 Análise de dureza.................................................. 75
5.2.2.2 Análise microestrutural......................................... 75
5.2.3 Análise da topografia da peça usinada ......................... 76
5.2.3.1 Textura da superfície............................................. 77
5.2.3.1.1 Rugosidade ........................................................ 77
5.2.4 Análise da sub-superfície da peça usinada................... 77
5.3 Resultados e discussão.......................................................... 77
5.3.1 Avaliação das propriedades do material usinado .......... 77
5.3.1.1 Caracterização microestrutural qualitativa ............ 77
5.3.1.2 Caracterização microestrutural quantitativa e análise
da dureza do material ........................................................... 78
5.3.1.2.1 Efeito do diâmetro na microestrutura................. 80
5.3.1.2.1.1 - Efeito do diâmetro nos carbonetos .................... 81
5.3.1.2.1.2 - Efeito do diâmetro na grafita ............................ 83
5.3.1.2.2 Efeito do diâmetro na dureza.............................. 85
5.3.2 Análise da topografia da peça usinada ......................... 86
5.3.2.1 Rugosidade ........................................................... 92
5.3.3 Análise da sub-superfície........................................... 100
5.3.3.1 Análise do nível de usinagem moderado na qualidade
da superfície, e os seus efeitos na sub-superfície................. 100
5.3.3.2 Análise do nível de usinagem severo na qualidade da
superfície e os seus efeitos na sub-superfície ...................... 104
6CONCLUSÕES .......................................................................... 108
7RECOMENDAÇÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ..................... 109
iii
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ............................................... 110
ANEXO 1.................................................................................... 114
ANEXO 2.................................................................................... 117
iv
Lista de Figuras
Figura 1 - Representação esquemática dos elementos que compõem a
integridade das superfícies.......................................................................... 4
Figura 2 - Representação esquemática dos efeitos superficiais e sub-
superficiais que compõem a tecnologia das superfícies, segundo o
Machinability data Center [1980]................................................................ 6
Figura 3 - Representação esquemática dos elementos que compõem a
tecnologia das superfícies ........................................................................... 7
Figura 4 - Representação esquemática dos elementos que compõem a
integridade de uma superfície..................................................................... 8
Figura 5 - Representação esquemática dos fatores que definem a
integridade da superfície de um produto acabado....................................... 8
Figura 6 - Representação esquemática das características de uma superfície
com falhas e aspecto unidirecional, ilustrando as diferentes ordens de
grandeza ao se avaliar a topografia ........................................................... 10
Figura 7 - Símbolos usados para representar as marcas da ferramenta na
designação da textura da superfície segundo as normas ANSI Y14.36 de
1978 [ANSI, 1978], e ISO 1302 de 2001 [ISO, 2001].................................. 16
Figura 8 - Representação esquemática da seção transversal de uma peça
usinada. Observa-se as camadas sub-superficiais geradas como resultado
do processo de torneamento [Griffiths, 2001] ............................................ 18
Figura 9 - Representação esquemática dos fatores que influenciam a
integridade superficial na usinagem de metais [Griffiths, 2001] ................ 19
Figura 10 - Níveis diferentes de integridade superficial durante torneamento
duro do aço AISI-SAE 52100 tratado termicamente, mudando os
parâmetros de operação. a) Formação de uma fina camada escura
(martensita sobre revenida). b) ZAM inalterada. c) Formação de camada
branca de 7.5 µm. d) Formação de camada branca de 4.5 µm, seguida de
uma fina camada escura [Schwach e Guo, 2005]...................................... 26
Figura 11 - Perfil de dureza na escala microscópica avaliada na secção
transversal de um componente de aço AISI-SAE 4340, submetido ao
processo de retifica nos regimes severo e moderado [Machinability data
center, 1980] citando de [Koster e colaboradores, 1976] ........................... 27
Figura 12 - Avaliação da tensão residual apos o torneamento de um ferro
fundido dúctil, a dois níveis diferentes de intensidade [Leskovar e Kovac,
1988]. VB é o desgaste de flanco da ferramenta, f é o avanço, σ é a tensão
residual paralela à superfície e Z é a profundidade da peça na qual foi
realizada a medição de dureza .................................................................. 29
Figura 13 - Imagem da seção transversal de um ferro fundido nodular
depois do processo de retifica. Mostra-se um nódulo de grafita na superfície
sendo recoberto por uma camada de ferrita [Griffiths, 2001]..................... 32
Figura 14 - Exemplo da Tabela de estimativa dos efeitos e do erro padrão de
uma resposta, para os fatores a e b, gerada no programa STATISTICA...... 38
v
Figura 15 - Representação esquemática das dimensões aproximadas do
corpo-de-prova após processo de fundição................................................ 42
Figura 16 - Representação esquemática das dimensões dos corpos-de-prova
após pré-usinagem até as dimensões próximas dos ensaios...................... 42
Figura 17 - Representação esquemática das dimensões da pastilha
empregada nos ensaios de torneamento preliminares. (R
e
= 1,2 mm; M = 16
mm; S = 4 mm) ......................................................................................... 43
Figura 18 - Esquema representativo da direção de avaliação da rugosidade,
feita na direção de avanço da ferramenta de corte..................................... 47
Figura 19 - Esquema representativo do plano de avaliação da metalografia
da seção transversal ................................................................................. 48
Figura 20 - MEV do ferro fundido mesclado com grafita nodular. Nota-se os
diferentes microconstituintes (grafita nodular, carbonetos eutéticos e matriz
perlítica). Aumento de 100X. Analise de elétrons retro-espalhados. Sem
ataque ...................................................................................................... 49
Figura 21 - Variação da dureza e da fração volumétrica dos
microconstituintes em diferentes diâmetros da peça. Para as condições
estudadas, a macrodureza apresentou uma dependência lineal com a fração
volumétrica dos microconstituintes .......................................................... 50
Figura 22 - Imagem da superfície usinada obtida por microscópio
estereoscópio acoplada ao modulo de aquisição de imagem LEICA no
diâmetro de 90 mm após o ensaio de usinagem com Vc = 80 m/min e f =
0,1 mm/rot............................................................................................... 51
Figura 23 - Imagem da superfície usinada obtida por microscópio
estereoscópio acoplada ao modulo de aquisição de imagem LEICA no
diâmetro de 90 mm após o ensaio de usinagem com Vc = 60 m/min e f =
0,1 mm/rot............................................................................................... 52
Figura 24 - Imagem da superfície usinada obtida por microscópio
estereoscópio acoplada ao modulo de aquisição de imagem LEICA no
diâmetro de 90 mm após o ensaio de usinagem com Vc = 80 m/min e f =
0,2 mm/rot............................................................................................... 52
Figura 25 - Imagem da superfície usinada obtida por microscópio
estereoscópio acoplada ao modulo de aquisição de imagem LEICA no
diâmetro de 140 mm após o ensaio de usinagem com Vc = 80 m/min e f =
0,1 mm/rot............................................................................................... 53
Figura 26 - Imagem da superfície usinada obtida por microscópio
estereoscópio acoplada ao modulo de aquisição de imagem LEICA no
diâmetro de 140 mm após o ensaio de usinagem com Vc = 60 m/min e f =
0,1 mm/rot............................................................................................... 53
Figura 27 - Imagem da superfície usinada obtida por microscópio
estereoscópio acoplada ao modulo de aquisição de imagem LEICA no
diâmetro de 140 mm após o ensaio de usinagem com Vc = 80 m/min e f =
0,2 mm/rot............................................................................................... 54
Figura 28 - Perfil de rugosidade da superfície do corpo-de-prova no
diâmetro de 90 mm após o ensaio de usinagem com velocidade de corte (Vc)
vi
de 80 m/min, e avanço (f) de 0,1 mm/rot. A topografia da superfície é
apresentada na Figura 22 ......................................................................... 55
Figura 29 - Perfil de rugosidade da superfície do corpo-de-prova no
diâmetro de 90 mm após o ensaio de usinagem com velocidade de corte Vc
de 60 m/min, e avanço f de 0,1 mm/rot. A topografia da superfície é
apresentada na Figura 23. ........................................................................ 56
Figura 30 - Perfil de rugosidade da superfície do corpo-de-prova no
diâmetro de 90 mm após o ensaio de usinagem com velocidade de corte Vc
de 80 m/min, e avanço f de 0,2 mm/rot. A topografia da superfície é
apresentada na Figura 24. ........................................................................ 56
Figura 31 - Perfil de rugosidade da superfície do corpo-de-prova no
diâmetro de 140 mm após o ensaio de usinagem com velocidade de corte Vc
de 80 m/min, e avanço f de 0,1 mm/rot. A topografia da superfície é
apresentada na Figura 25 ......................................................................... 58
Figura 32 - Perfil de rugosidade da superfície do corpo-de-prova no
diâmetro de 140 mm após o ensaio de usinagem com velocidade de corte Vc
de 60 m/min, e avanço f de 0,1 mm/rot. A topografia da superfície é
apresentada na Figura 26 ......................................................................... 58
Figura 33 - Perfil de rugosidade da superfície do corpo-de-prova no
diâmetro de 140 mm após o ensaio de usinagem com velocidade de corte Vc
de 80 m/min, e avanço f de 0,2 mm/rot. A topografia da superfície é
apresentada na Figura 27 ......................................................................... 59
Figura 34 - Influência do diâmetro da peça usinada na rugosidade .......... 60
Figura 35 - Influencia do avanço na rugosidade........................................ 62
Figura 36 - Influencia da velocidade de corte na rugosidade Influencia da
velocidade de corte na rugosidade............................................................. 62
Figura 37 - MEV da superfície do corpo-de-prova no diâmetro de 90 mm
após o ensaio de usinagem com Vc = 60 m/min, f = 0,1 mm/rot. Observa-se
crateras, dobramentos, rebarbas e outras irregularidades. Aumento de 50X.
Analise de elétrons secundários ................................................................ 63
Figura 38 - MEV da superfície do corpo-de-prova no diâmetro de 90 mm
após o ensaio de usinagem com Vc = 60 m/min, f = 0,1 mm/rot. Além das
irregularidades identificadas na Figura 37, observa-se trincamento em
diferentes regiões. Aumento de 250X. Analise de elétrons retro-espalhados
................................................................................................................. 64
Figura 39 - MEV da superfície do corpo-de-prova no diâmetro de 90 mm
após o ensaio de usinagem com Vc = 60 m/min, f = 0,1 mm/rot. Observa-se
grafita exposta no interior da cratera de maior tamanho. Aumento de 500X.
Analise de elétrons secundários ................................................................ 65
Figura 40 - MEV da seção transversal do corpo-de-prova no diâmetro de 90
mm após o ensaio de usinagem com Vc = 60 m/min, f = 0,1 mm/rot.
Observa-se carboneto eutético na borda da superfície usinada, trincado
como resultado da usinagem. Aumento de 1000X. Analise de elétrons retro-
espalhados. Ataque com nital ao 3%......................................................... 66
vii
Figura 41 - MEV da seção transversal do corpo-de-prova no diâmetro de 90
mm após o ensaio de usinagem com Vc = 60 m/min, f = 0,1 mm/rot.
Observa-se carboneto eutético na borda da superfície usinada, trincado
como resultado da usinagem. Aumento de 3500X. Analise de elétrons retro-
espalhados. Ataque com Nital 3% ............................................................. 66
Figura 42 - MEV da seção transversal do corpo-de-prova no diâmetro de 90
mm após o ensaio de usinagem com Vc = 60 m/min, f = 0,1 mm/rot.
Observa-se nódulo de grafita na borda da superfície usinada, recoberto pela
matriz metálica como resultado da usinagem. Aumento de 800X. Analise de
elétrons retro-espalhados. Ataque com Nital 3% ....................................... 67
Figura 43 - MEV da seção transversal do corpo-de-prova no diâmetro de 90
mm após o ensaio de usinagem com Vc = 60 m/min, f = 0,1 mm/rot.
Observa-se nódulo de grafita destacado na borda da superfície usinada,
como resultado da usinagem. Aumento de 1500X. Analise de elétrons retro-
espalhados. Ataque com Nital 3% ............................................................. 68
Figura 44 - MEV da seção transversal do corpo-de-prova no diâmetro de 90
mm após o ensaio de usinagem com Vc = 60 m/min, f = 0,1 mm/rot.
Observa-se que ocorreu alteração microestrutural da borda da superfície
usinada, como resultado da usinagem. Aumento de 2500X. Analise de
elétrons retro-espalhados. Ataque com Nital 3% ....................................... 69
Figura 45 - MEV da seção transversal do corpo-de-prova no diâmetro de 90
mm após o ensaio de usinagem com Vc = 60 m/min, f = 0,1 mm/rot.
Observa-se mudanças microestruturais na borda da peça, acompanhada de
grãos de perlita deformados plasticamente na sub-superfície, como
resultado da usinagem. Aumento de 6500X. Analise de elétrons retro-
espalhados. Ataque com Nital 3% ............................................................. 69
Figura 46 - Representação esquemática das dimensões dos corpos-de-prova
após pré-usinagem até as dimensões próximas dos ensaios finais ............ 73
Figura 47 - Representação esquemática das dimensões da pastilha
empregada nos ensaios de torneamento finais. (R
e
= 1,2 mm; M = 16 mm; S
= 3 mm) .................................................................................................... 74
Figura 48 - Variação da dureza e da fração volumétrica dos
microconstituintes em diferentes diâmetros da peça. Para as condições
estudadas, a dureza brinell apresentou pouca variação em função da
microestrutura.......................................................................................... 78
Figura 49 - Variação do valor médio do tamanho e da morfologia dos
microconstituintes em diferentes diâmetros da peça................................. 79
Figura 50 - MEV da superfície no diâmetro de 80 mm, Vc 60 m/min, f 0,1
mm/rev, a
p
0,2 mm. com aumento de a) 100x, b) 200x e c) 500x. E no
diâmetro de 140 mm, Vc 180 m/min, f 0,1 mm/rev, a
p
0,2 mm com
aumento de d) 100x, e) 200x e e) 500x. Análise de elétrons secundários ... 87
Figura 51 - MEV da superfície no diâmetro de 80 mm, Vc 180 m/min, f 0,3
mm/rev, a
p
0,2 mm. com aumento de (a) 100x, (b) 200x e (c) 500x. E no
diâmetro de 140 mm, Vc 60 m/min, f 0,3 mm/rev, a
p
0,2 mm com aumento
de (d) 100x, (e) 200x e (f) 500x. Análise de elétrons secundários ............... 89
viii
Figura 52 - MEV da superfície no diâmetro de 80 mm, Vc 180 m/min, f 0,1
mm/rev, a
p
0,3 mm. com aumento de (a) 100x, (b) 200x e (c) 500x. E no
diâmetro de 140 mm, Vc 180 m/min, f 0,3 mm/rev, a
p
0,3 mm com
aumento de (d) 100x, (e) 200x e (e) 500x. Análise de elétrons secundários 91
Figura 53 - Efeito da interação do diâmetro e da profundidade de corte na
altura do pico mais alto ao vale mais profundo do perfil de rugosidade Rt.
Intervalo de confiança com nível de significância de 5%............................ 96
Figura 54 - Efeito da velocidade de corte e do avanço na rugosidade media
central Ra. Intervalo de confiança com nível de significância de 5%.......... 97
Figura 55 - Efeito da velocidade de corte e do avanço na rugosidade media
quadrática (RMS) Rq. Intervalo de confiança com nível de significância de
5% ............................................................................................................ 98
Figura 56 - Efeito da velocidade de corte e do avanço na altura do pico mais
alto do perfil de rugosidade Rp. Intervalo de confiança com nível de
significância de 5% ................................................................................... 98
Figura 57 - Efeito da velocidade de corte e do avanço na profundidade do
vale mais profundo do perfil de rugosidade Rv. Intervalo de confiança com
nível de significância de 5% ...................................................................... 99
Figura 58 - Efeito da velocidade de corte e do avanço na altura pico-vale da
altura de rugosidade no comprimento de medição. Intervalo de confiança
com nível de significância de 5%............................................................... 99
Figura 59 - Efeito do diâmetro e da profundidade de corte no Rt. Intervalo
de confiança com nível de significância de 5% ........................................ 100
Figura 60 - MEV da superfície do corpo-de-prova no diâmetro de 80 mm
após o ensaio de usinagem com (Vc) = 60 m/min; profundidade de corte (a
p
)
= 0,2 mm; avanço f = 0,1 mm/rot. Observa-se crateras, dobramentos,
rebarbas e outras irregularidades. Aumento de 500X. Analise de elétrons
secundários ............................................................................................ 101
Figura 61 - MEV da seção transversal do corpo-de-prova no diâmetro de 80
mm após o ensaio de usinagem com (Vc) = 60 m/min; profundidade de
corte (a
p
) = 0,2 mm; avanço f = 0,1 mm/rot. Observa-se a distribuição dos
nódulos de grafita na sub-superfície, e um nódulo de grafita sendo
recoberto pela matriz metálica na superfície como resultado da usinagem.
Aumento de 350X. Analise de elétrons retro-espalhados. Ataque com Nital
3% .......................................................................................................... 102
Figura 62 - MEV da seção transversal do corpo-de-prova no diâmetro de 80
mm após o ensaio de usinagem com (Vc) = 60 m/min; profundidade de
corte (a
p
) = 0,2 mm; avanço f = 0,1 mm/rot. Observa-se um nódulo de
grafita sendo exposto na superfície como resultado da usinagem. Aumento
de 1000X. Analise de elétrons secundários. Ataque com Nital 3%........... 103
Figura 63 - MEV da seção transversal do corpo-de-prova no diâmetro de 80
mm após o ensaio de usinagem com com (Vc) = 60 m/min; profundidade de
corte (a
p
) = 0,2 mm; avanço f = 0,1 mm/rot. Observa-se carboneto eutético
na borda da superfície usinada, trincado como resultado da usinagem.
Aumento de 2000X. Analise de elétrons retro-espalhados. Ataque com Nital
3% .......................................................................................................... 103
ix
Figura 64 - MEV da superfície do corpo-de-prova no diâmetro de 140 mm
após o ensaio de usinagem com (Vc) = 180 m/min; profundidade de corte
(a
p
) = 0,3 mm; avanço f = 0,3 mm/rot. Observa-se crateras, dobramentos,
rebarbas e outras irregularidades. Aumento de 500X. Analise de elétrons
secundários ............................................................................................ 105
Figura 65 - MEV da superfície do corpo-de-prova no diâmetro de 140 mm
após o ensaio de usinagem com (Vc) = 180 m/min; profundidade de corte
(a
p
) = 0,3 mm; avanço f = 0,3 mm/rot. Observa-se a distribuição dos
nódulos de grafita na sub-superfície, e um nódulo de grafita sendo exposto
na superfície como resultado da usinagem. Aumento de 350X. Analise de
elétrons retro-espalhados. Ataque com Nital 3% ..................................... 105
Figura 66 - MEV da superfície do corpo-de-prova no diâmetro de 140 mm
após o ensaio de usinagem com (Vc) = 180 m/min; profundidade de corte
(a
p
) = 0,3 mm; avanço f = 0,3 mm/rot. Observa-se um nódulo de grafita
sendo exposto na superfície como resultado da usinagem. Aumento de
1000X. Analise de elétrons secundários. Ataque com Nital 3%................ 106
Figura 67 - MEV da superfície do corpo-de-prova no diâmetro de 140 mm
após o ensaio de usinagem com (Vc) = 180 m/min; profundidade de corte
(a
p
) = 0,3 mm; avanço f = 0,3 mm/rot. Observa-se carboneto eutético
trincado na sub-superfície como resultado da usinagem. Aumento de
1000X. Analise de elétrons retro-espalhados. Ataque com Nital 3% ........ 107
x
Lista de tabelas
Tabela 1 - Efeito das propriedades da superfície nas causas de falha de
componentes [Machinability data center, 1980] ........................................ 20
Tabela 2 - Conjunto mínimo de dados para avaliar a integridade da
superfície no nível mais baixo de complexidade ........................................ 21
Tabela 3 - Conjunto padrão de dados para avaliar a integridade da
superfície. Segundo nível em termos de complexidade .............................. 21
Tabela 4 - Conjunto estendido de dados para avaliar a integridade da
superfície. Terceiro nível em termos de complexidade ............................... 22
Tabela 5 - Conjunto mínimo de dados para avaliar a integridade da
superfície [Griffiths, 2001] ........................................................................ 23
Tabela 6 - Conjunto padrão de dados para avaliar a integridade da
superfície [Griffiths, 2001] ........................................................................ 23
Tabela 7 - Composição Química do Corpo-de-prova .................................. 42
Tabela 8 - Parâmetros de corte utilizados.................................................. 44
Tabela 9 - Relação entre o “Cut-off” e comprimento de medição [ASME,
1996] ........................................................................................................ 47
Tabela 10 - Valores dos parâmetros de rugosidade das amostras, obtidos
pela media de cinco medições para cada condição .................................... 55
Tabela 11 - Valores da rugosidade media teórica das amostras para o caso
em que o raio de ponta da ferramenta é grande com relação o avanço [Shaw,
1984). ....................................................................................................... 61
Tabela 12 - Valor médio da composição química nominal dos corpos-de-
prova ........................................................................................................ 72
Tabela 13 - Matriz do planejamento experimental dos ensaios .................. 74
Tabela 14 - Matriz do planejamento experimental dos ensaios .................. 75
Tabela 15 - Matriz de experimentos codificada e resultados obtidos para a
fração volumétrica de carbonetos. As colunas FV_1 , FV_2 e FV_3,
informam o valor médio da fração volumétrica de carbonetos avaliada para
cada repetição de ensaio ........................................................................... 81
Tabela 16 - Estimativa dos efeitos e do erro padrão da fração volumétrica de
carbonetos para o planejamento fatorial fracionário 2
4-1
. Intervalo de
confiança com nível de significância de 5% ............................................... 82
Tabela 17 - Efeito principal das respostas microestruturais do carboneto
para o diâmetro. Para as variáveis significativas apresenta-se o valor
calculado de cada efeito e a probabilidade do nível p-level. Intervalo de
confiança com nível de significância de 5% ............................................... 83
Tabela 18 - Matriz de experimentos codificada e resultados obtidos para a
fração volumétrica de grafita. As colunas FV_1 , FV_2 e FV_3, informam o
valor médio da fração volumétrica de grafita avaliada para cada repetição de
ensaio ....................................................................................................... 84
xi
Tabela 19 - Estimativa do efeito e do erro padrão da fração volumétrica de
grafita para o planejamento fatorial fracionário 2
4-1
. Intervalo de confiança
com nível de significância de 5%............................................................... 84
Tabela 20 - Efeito principal das respostas microestruturais da grafita para o
diâmetro. Para as variáveis significativas apresenta-se o valor calculado de
cada efeito e a probabilidade do nível p-level. Intervalo de confiança com
nível de significância de 5% ...................................................................... 85
Tabela 21 - Matriz de experimentos codificada e resultados obtidos para a
dureza do material. As colunas Hardn_1 , Hardn_2 e Hardn_3, informam o
valor médio da dureza Brinell avaliada para cada repetição de ensaio....... 86
Tabela 22 - Estimativa dos efeitos e do erro padrão da dureza para o
planejamento fatorial fracionário 2
4-1
. Intervalo de confiança com nível de
significância de 5% ................................................................................... 86
Tabela 23 - Matriz de experimentos codificada e resultados obtidos para a
rugosidade média (Ra). Nas colunas Ra_1 , Ra_2 e Ra_3, informam o valor
médio da rugosidade media avaliada para cada repetição de ensaio.......... 93
Tabela 24 - Estimativa dos efeitos e do erro padrão da rugosidade média Ra
para o planejamento fatorial fracionário 2
4-1
. Intervalo de confiança com
nível de significância de 5% ...................................................................... 94
Tabela 25 - Efeitos principais das respostas em rugosidade para os fatores
do experimento. Para as variáveis significativas apresenta-se a
probabilidade do nível p-level e o valor do efeito. “NS” indica não
significância na resposta do nível abordado .............................................. 95
1
1 INTRODUÇÃO
A fabricação de peças e componentes de máquinas a partir de ligas
metálicas de ferro fundido representa a maior parcela de peças fundidas no
mundo [Souza e Castello Branco, 1989]. No Brasil, esses materiais são
igualmente importantes, tendo a produção de ferro fundido aumentado
significativamente de 1.736.048 de toneladas em 2002 para 1.949.186 de
toneladas em 2003 [De Deus, 2005]. Diversas pesquisas têm sido
desenvolvidas baseadas nessa crescente importância que os ferros fundidos
vêm assumindo em decorrência do próprio desenvolvimento do país, na
tentativa de conhecer melhor tanto a tecnologia de fabricação, como as
aplicações destas ligas [Souza e Castello Branco, 1989; Nunes, 2002; Silva,
2002].
Os ferros fundidos nodulares com carboneto são utilizados em
aplicações onde se requer uma combinação de ductilidade e boa resistência
mecânica e resistência ao desgaste. Um exemplo para a aplicação destes
materiais é na elaboração de cilindros para laminação de aços, os quais
precisam de um bom desempenho da superfície para garantir a qualidade
dos produtos laminados.
Cerca de 70% das empresas de fundição brasileiras que fabricam
peças em metais ferrosos entregam suas peças já usinadas, o que agrega
valor aos produtos. Das principais dificuldades encontradas por essas
empresas na produção de metais ferrosos fundidos, ao longo do ano de
2005, o maior gargalho encontra-se no setor de acabamento e rebarbação,
que atinge 38% da totalidade das inconformidades na linha de produção;
seguida pelas dificuldades no setor de moldagem, com 24% [Fundição e
serviços, 2005].
A qualidade das superfícies usinadas é um fator importante no
desempenho de diferentes elementos de máquinas. A combinação de
tensões e temperatura elevada gerada durante a usinagem pode induzir
alterações na microestrutura, na microdureza, gerar trincas superficiais,
2
crateras, dobramento, inclusões, deformação plástica e tensões residuais na
peça terminada [Tricard, 1994]. A intensidade dos defeitos mencionados
anteriormente dependem da interação da energia mecânica e térmica
gerada durante o processo de remoção de material e das propriedades do
material da peça de trabalho. Dessa maneira, defeitos produzidos por
diferentes procedimentos de fabricação podem afetar significativamente o
desempenho do componente acabado. Os principais fatores que afetam o
acabamento superficial nos processos de usinagem são as condições de
corte, a classe e geometria da ferramenta e a rigidez do sistema máquina-
peça-sistema de fixação [Shaw, 1984]. A integridade da superfície descreve e
controla as possíveis alterações produzidas numa camada superficial e sub-
superficial durante a usinagem, incluindo os efeitos nas propriedades do
material e o desempenho da superfície em serviço [Field e Kales, 1971].
No presente trabalho será avaliada a integridade superficial de
corpos-de-prova de um ferro fundido nodular com carboneto, quando
submetido ao processo de torneamento. Esta avaliação será baseada numa
metodologia padronizada [Field e Kales, 1971; Whitehouse, 1994; Griffiths,
2001] e que consiste de um conjunto padrão de dados para a avaliação da
integridade superficial. Esse conjunto de dados considera a avaliação da
topografia (rugosidade, ondulação e aspecto superficial), a macroestrutura
(macrotrincas e defeitos superficiais), a microestrutura (microtrincas,
deformação plástica, transformações de fase, ataque seletivo, entre outros) e
medições de microdureza para avaliar as alterações metalúrgicas e nas
propriedades mecânicas na sub-superfície.
No Item 2, será realizada uma revisão bibliográfica baseada em
referências clássicas de fundamentos de engenharia de superfícies, o que
justifica-se devido à necessidade de definir os elementos e termos que
compõem a integridade superficial. Já numa segunda parte da revisão
bibliográfica, será feita uma descrição das alterações na integridade
superficial e das técnicas e empregadas para avaliá-las; descrição que será
baseada numa revisão de artigos e publicações recentes.
Após a apresentação dos objetivos do trabalho (Item 3), o Item 4
expõe uma série de ensaios preliminares realizados para avaliar os níveis do
3
processo e os efeitos desses parâmetros na integridade da superfície dos
corpos-de-prova. Estes resultados permitiram delimitar os ensaios
definitivos realizados neste trabalho. O Item 5 tratará desses ensaios
definitivos e será avaliada a integridade superficial, considerando os efeitos
dos parâmetros do processo de corte e da microestrutura, baseados num
planejamento estatístico.
4
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
Apresentam-se a seguir definições e terminologias que serão
empregadas neste trabalho.
2.1 Integridade da superfície
O atendimento das crescentes exigências para a fabricação de
componentes com superfícies com um alto grau de perfeição e qualidade
requer o entendimento da relação existente entre a metalurgia, a
usinabilidade
1
e os ensaios mecânicos. Na tentativa de atender essa
necessidade, em finais da década de 1960 foi introduzida uma disciplina
dentro da engenharia de superfícies denominada “integridade da
superfície”, que descreve e avalia as possíveis alterações produzidas numa
camada superficial durante a usinagem, incluindo os efeitos nas
propriedades do material e o desempenho da superfície em serviço
[Machinability data center, 1980]. Apresentam-se na Figura 1 os elementos
que definem a integridade superficial, baseado num conjunto de definições
realizadas por diferentes autores [Field e Kales, 1971; Field e colaboradores,
1972; Machinability data center, 1978; ANSI B.46.1, 1980; ANS B211.1,
1986; Whitehouse, 1994; Griffiths, 2001].
Figura 1 - Representação esquemática dos elementos que compõem a integridade
das superfícies
1
“Usinabilidade é uma expressão usada para se referir à resposta de um material
em termos de vida da ferramenta, da força de corte, da qualidade da superfície
usinada, da taxa de material removido ou da forma do cavaco” [Shaw, 1984].
5
O conceito de “integridade da superfície” tem mudado nos últimos 50
anos e definições têm sido feitas no decorrer desse tempo. Field e Khales
[1971], em 1964, cunharam o termo “integridade superficial”, o qual foi
aplicado ao estudo de operações de retificação de superfícies e outros
procedimentos de acabamento. Em um outro trabalho, Field e Khales
[1972] definiram a “integridade superficial como a relação existente entre as
propriedades físicas e o comportamento funcional de uma superfície obtida
num processo de usinagem, ou mediante um outro processo de geração de
superfícies”. Whitehouse [1994] definiu integridade superficial como o
conjunto de propriedades utilizadas para descrever as características físicas
e geométricas das superfícies usinadas. Numa definição mais recente,
Griffiths [2001] descreve a integridade da superfície como a qualidade
(“worth”) topográfica, química, mecânica e metalúrgica de uma superfície
fabricada e a sua relação com o desempenho funcional.
O Machinability Data Center [1980], baseado nos trabalhos de Field e
Khales [1971; 1972], publicou um dos primeiros textos com ampla
informação sobre os resultados experimentais relacionados com o estudo da
integridade superficial obtidos até o momento da publicação. No mesmo
documento, o Machinability data center [1980] definiu a “tecnologia das
superfícies” como “a atividade que descreve, detalha e avalia a condição do
conjunto superfície e camada superficial dos elementos manufaturados”
2
. A
tecnologia das superfícies foi considerada no Machinability data center
[1980] como composta da “textura superficial” e da “integridade da
superfície”.
Na Figura 2, apresenta-se uma representação esquemática dos
elementos que compõem a tecnologia das superfícies segundo o
Machinability data center [1980].
2
observa-se da definição feita pelo Machinability data center, que a tecnologia das
superfícies não considera o estudo do desempenho funcional dos componentes.
6
Figura 2 - Representação esquemática dos efeitos superficiais e sub-superficiais
que compõem a tecnologia das superfícies, segundo o Machinability data Center
[1980]
Como observado na Figura 2, a definição de textura superficial feita
pelo Machinability data center [1980] considerou os seguintes elementos: a
textura da superfície, os efeitos macroscópicos e a geometria. Igualmente, a
integridade da superfície foi considerada como os efeitos internos na sub-
superfície dos elementos manufaturados. Na Figura 2 apresentou-se os
efeitos na sub-superfície estudados até 1980, data de publicação do
documento. As definições realizadas no Machinability data center [1980]
basearam-se na definição de textura superficial realizada pela norma ANSI
B.46.1-1978 [1978], a qual considerava a rugosidade, a ondulação, a
orientação das marcas da ferramenta, e os defeitos superficiais como
elementos que compunham a textura da superfície. É importante observar
que, embora a tecnologia de superfícies esteja baseada no estudo da
integridade da superfície e da textura da superfície
3
, o critério mais
tradicionalmente adotado para avaliar a qualidade de uma superfície
usinada é a textura superficial [Whitehouse, 1994].
A tecnologia das superfícies envolve diversas áreas do conhecimento.
Na Figura 3 apresenta-se os elementos que a compõem segundo, Griffiths
[2001].
3
O conceito de textura superficial será abordado com maiores detalhes no Item
2.1.1.1.
7
Figura 3 - Representação esquemática dos elementos que compõem a tecnologia
das superfícies
A avaliação da integridade superficial atualmente, segundo a ênfase
histórica, decorre da extensão do estudo da textura da superfície
para se
incluir a análise dos efeitos do processo de usinagem na sub-superfície, e o
desempenho funcional da mesma. A relação entre a integridade da
superfície e a textura da superfície é cada vez mais importante. Para avaliar
a integridade superficial, Griffiths [2001] define duas categorias: topografia
da superfície tridimensional e características sub-superficiais. Na Figura 4,
em que detalham-se melhor os elementos da integridade da superfície
apresentados na Figura 1, apresenta-se uma classificação dos elementos
que determinam a integridade da superfície, e foi baseada nas definições
feitas por Field e Khales [1971], Field e colaboradores [1972], Whitehouse
[1994], Morton [1994] e Griffiths [2001]. Nos itens 2.1.1, 2.1.2 e 2.1.3 serão
abordadas as definições dos elementos que compõem a integridade da
superfície adotando a estrutura do conjunto de itens expostos na Figura 4.
Quando é abordado um estudo relacionado com processos de
fabricação, é muito importante lembrar que todos os parâmetros envolvidos
no processo de acabamento influenciam diretamente a integridade da
superfície do componente. Tricard [1994] considera que a integridade das
superfícies acabadas pode ser estendida para incluir seis grupos de
elementos fundamentais que a definem, e são: os fatores visuais, os fatores
dimensionais, as tensões residuais, os fatores tribológicos, os fatores
metalúrgicos e um último grupo que reúne fatores diversos.
8
Figura 4 - Representação esquemática dos elementos que compõem a integridade
de uma superfície
Na Figura 5 apresenta-se um diagrama ilustrando a classificação dos
elementos chave que definem a integridade da superfície feita por Tricard
[1994].
Figura 5 - Representação esquemática dos fatores que definem a integridade da
superfície de um produto acabado.
Segundo Griffiths [2001], o entendimento básico das relações
existentes entre os aspectos inerentes aos processos de fabricação (aspectos
mecânicos, térmicos e químicos) e os seis grupos de fatores ilustrados na
9
Figura 5, são a chave para a otimização dos processos de acabamento de
superfícies. Field e Khales [1971], e Field colaboradores [1972], fizeram uma
descrição geral do objetivo da integridade superficial nos diversos processos
de fabricação e apresentaram alguns dos métodos existentes para a
avaliação da integridade superficial na fabricação de componentes. Um
exemplo do observado acima, é o trabalho realizado por Leskovar e Kovac
[1988], que, baseado no estudo da tensão residual, sugere o emprego da
integridade superficial como critério da qualidade dos componentes em
diversos processos de fabricação. Diversos trabalhos [Field e Khales, 1971;
Field e colaboradores, 1972; Machinability data center, 1980; Whitehouse,
1994] relacionam a rugosidade da superfície com as propriedades
mecânicas do componente usinado.
2.1.1 Topografia da superfície
Segundo a norma ASME B46.1-1996 [ASME, 1996], “a topografia é a
representação tridimensional das irregularidades da superfície geométrica”
4
.
Para o Machinability Data Center [1980] e Morton [1994], a topografia de
uma superfície pode ser representada ao se avaliar o conjunto rugosidade,
ondulação, orientação das marcas da ferramenta e as falhas; enquanto
Correa e colaboradores [2004] afirmam que a topografia
da superfície é
avaliada pela sua textura superficial. Seguindo a linha do Machinability
Data Center [1980] e Morton [1994], na Figura 6 apresenta-se uma
descrição dos elementos que compõem a topografia de uma superfície
usinada com padrões de marcas unidirecionais, na qual se podem observar
esquematicamente as diferenças nas ordens de grandeza ao avaliar a
topografia.
4
Superfície geométrica está definida no Anexo I.
10
Figura 6 - Representação esquemática das características de uma superfície com
falhas e aspecto unidirecional, ilustrando as diferentes ordens de grandeza ao se
avaliar a topografia
Os diferentes tipos de processos de usinagem ou de remoção de
material têm um grande impacto na geometria de uma superfície. Diversas
superfícies têm espaçamentos regulares ou irregulares que tendem a
descrever padrões na superfície. Estes padrões são gerados pela
combinação de diversos fatores que estão diretamente relacionados ao
processo de fabricação ou ao material da peça acabada [Morton, 1994].
Field e colaboradores [1972] expõem que dos fatores devidos ao material do
componente, o mais importante é a microestrutura. Quanto aos fatores
devidos ao processo de fabricação, no caso das operações de usinagem, é a
ferramenta de corte quem tem a maior influência na textura da superfície.
Elementos como a forma da ferramenta, a velocidade de corte, o avanço e o
fluido de corte afetam a topografia da superfície. Outros fatores que afetam
a superfície são: a instabilidade da ferramenta de corte, decorrente de
vibração por desbalanceamento, e a folga dos componentes da máquina
ferramenta.
11
2.1.1.1 Textura da Superfície
“A textura da superfície é a combinação de certos desvios repetitivos
ou aleatórios da superfície real em relação à superfície geométrica, a qual
compõe a superfície topográfica tridimensional”
5
[Song e Vorburger, 1992;
ASME, 1996]. Existem diferentes definições na literatura para os elementos
que compõem a textura da superfície. Como exemplos têm-se:
• Whitehouse [1994] apontou que o conjunto de causas de desvio da
superfície nominal podem ser identificadas mediante a avaliação de três
tipos de irregularidades: a rugosidade, a ondulação e a orientação das
marcas da ferramenta na superfície. Ao mesmo tempo, anota como
algumas definições de textura da superfície incluem somente a
rugosidade e a ondulação, enquanto outras consideram também a
direção das marcas da ferramenta, citando a observação feita por
Schlesinger [1942], que afirma que algumas superfícies apresentam um,
dois ou os três tipos de irregularidades descritas anteriormente.
• O Machinability Data Center [1980] acrescenta um quarto elemento à
definição de textura superficial feita por Whitehouse [1994], as
imperfeições da superfície (Flaws).
• Song e Vorburger [1992] afirmam que o termo “textura superficial” faz
referência às finas irregularidades (picos e vales) produzidas numa
superfície durante um processo de fabricação e está definida por dois
componentes: a rugosidade e a ondulação.
Exceto pelas marcas da ferramenta, Song e Vorburger [1992]
compartilham a afirmação feita por Whitehouse [1994] e Schlesinger [1942],
ressaltando que usualmente não é feita uma diferenciação dos termos
“topografia”, “textura superficial” e “rugosidade”, o que se deve ao fato de
que, dos elementos que descrevem a topografia de uma superfície, a
rugosidade é especificada e avaliada mais freqüentemente.
Devido à controvérsia gerada na literatura por diversos autores, para
definir os elementos que compõem a textura da superfície, será assumida
5
Superfície geométrica e superfície real estão definidas no Anexo I.
12
neste trabalho a definição feita pela norma ASME B46.1-1996 [ASME, 1996]
e Song e Vorburger [1992], segundo a qual a rugosidade e a ondulação são
os elementos que definem a textura da superfície.
2.1.1.1.1 Rugosidade
A rugosidade superficial é o parâmetro mais representativo para
descrever a textura superficial, devido à sua influência direta no atrito,
fadiga e resistência elétrica e térmica [Song e Vorburger, 1992]. Song e
Vorburger [1992], Morton [1994], Whitehouse [1994] e ASME [1996]
descrevem a rugosidade como as irregularidades finas (ou de alta
freqüência) geradas numa superfície, como resultado da interação da
condição do material e da ação inerente do processo de remoção de material
por parte da ferramenta de corte.
Para Griffiths [2001], a rugosidade está relacionada diretamente com
o evento unitário de manufatura (os mecanismos inerentes ao processo de
geração da superfície) e descreve as irregularidades causadas por cada
avanço, abrasivo, partícula, ou faísca gerada durante processo de corte.
Segundo Griffiths [2001], a rugosidade pode ser dividida em duas
categorias: a rugosidade relacionada com o evento unitário e a micro-
rugosidade causada pelas perturbações entre cada evento unitário
(exemplo: ruptura, deposição de partículas ou desgaste da ferramenta).
Boothroyd e Knight [1989] classificaram a rugosidade superficial de
acordo com as variáveis que compõem e/ou afetam o sistema de geração de
superfícies; e a definem como rugosidade ideal e natural. A rugosidade ideal
decorre como resultado da geometria da ferramenta e da velocidade de
avanço; enquanto que a rugosidade natural é associada às irregularidades
do processo de remoção de material, tais como vibração, defeitos
microestruturais do material, desgaste da ferramenta de corte, falhas na
formação do cavaco, entre outras.
A ASME [1996] faz uma classificação dos parâmetros de rugosidade
para os métodos de medição baseados no uso de perfilômetros (parâmetros
de rugosidade bidimensionais): “parâmetros de altura, parâmetros de
espaçamento, parâmetros de forma e funções e, finalmente, parâmetros
13
híbridos”
6
. A seguir serão apresentados alguns dos parâmetros de altura
mais utilizados no estudo das superfícies geradas mediante processos de
usinagem [Morton, 1994; ASME, 1996; Whitehouse, 2004].
A rugosidade média (Ra) é um dos parâmetros mais utilizados para
caracterizar a rugosidade de uma superfície. Contudo, superfícies usinadas
com mesmo valor de Ra podem apresentar perfis diferentes [Whitehouse,
2004]. O parâmetro Rugosidade média quadrática (Rq), junto com o Ra, faz
parte do grupo de parâmetros de rugosidade médios. Para perfis de
rugosidade na forma de onda senoidal simples, o Rq é proporcional ao Ra,
mas, na realidade, tais perfis são muito mais complexos. Nos processos
convencionais de usinagem o Ra é o parâmetro mais empregado para
caracterizar a rugosidade das superfícies, mas o uso do Rq apresenta
importância nas aplicações ópticas, nas quais o parâmetro relaciona-se com
a qualidade óptica da superfície [Griffiths, 2001].
Ainda sobre parâmetros de altura, o parâmetro Rv informa a
profundidade do vale mais profundo do perfil de rugosidade no
comprimento de medição. Rv, Rt (Distância entre o pico mais alto e o vale
mais profundo) e Rp (Altura do pico mais alto no perfil) são considerados
parâmetros de avaliação de condições extremas de usinagem e são de muita
utilidade em casos onde se tem interesse na identificação de condições
pouco usuais no perfil.
2.1.1.1.2 Ondulação
Segundo a ASME [1996], a ondulação é o componente da textura
superficial mais espaçado, quando comparado com o comprimento de onda
do perfil de rugosidade. A ondulação, segundo Morton [1994], é o conjunto
de irregularidades de média freqüência na superfície, e sobre a qual se
encontra superposta a rugosidade. A ondulação pode ser afetada pelos
desvios associados à máquina, como desajustes, vibração, tratamento
térmico ou fim da vida da ferramenta de corte. Um dos parâmetros que
definem a ondulação é a altura da ondulação (Wt). A altura da ondulação é
6
A classificação dos parâmetros de rugosidade para os métodos de avaliação por
perfilómetros estão abordados Anexo II
14
a altura do pico mais alto ao vale mais profundo do perfil modificado;
modificações que consistem em remover do perfil a rugosidade e parte da
forma mediante filtragem, alisamento, ou outros meios.
Os instrumentos de medição convencionais possuem ferramentas
para obter o perfil de ondulação de maneira rápida e satisfatória. Alguns
autores afirmam que a ondulação é simplesmente outro comprimento de
onda na avaliação da textura da superfície e tem que ser incluída junto com
a medição da rugosidade; outros, pelo contrário, ressaltam que não tem que
ser inserida [Griffiths, 2001; Whitehouse, 2004]. Whitehouse [2004]
levantou uma discussão relacionada com a importância e funcionalidade da
avaliação da ondulação no monitoramento das superfícies geradas pelos
processos de manufatura. Whitehouse [2004] parte da consideração da
ondulação como componente característica da superfície e associada à
presença de defeitos nas máquinas-ferramenta. Portanto, ao se avaliar a
textura da superfície, deve-se diferenciar a ondulação da rugosidade.
Funcionalmente a situação é um pouco mais complexa, já que a avaliação
da ondulação depende da natureza da peça usinada. Nas aplicações onde o
contato entre superfícies é fundamental, a ondulação é um parâmetro
importante e tanto a ondulação como rugosidade geram efeitos diferentes
no componente. Uma abordagem que pode ajudar a entender melhor essa
diferença é exposta por Whitehouse [2004] e baseia-se no fato de que os
níveis de energia necessários para gerar cada um dos elementos que
compõem a textura da superfície são diferentes. Segundo Whitehouse
[2004], a geração da ondulação deve-se à baixa energia durante o processo
de fabricação das superfícies; enquanto a geração da rugosidade é devida a
fenômenos que necessitam de alta energia.
Os efeitos associados à geração de uma determinada rugosidade nas
propriedades do material abaixo da superfície são evidentes a uma
profundidade muito menor que os relacionados à geração da ondulação. No
caso da rugosidade, essa profundidade corresponde a aproximadamente 0,5
µm [Whitehouse, 2004] e se deve ao fato da localização da máxima tensão
da superfície ser determinada pela própria geometria da rugosidade (Ex. a
curvatura). O mesmo conceito é aplicado para a ondulação, só que a
15
localização da tensão encontra-se numa profundidade maior e a magnitude
das tensões são menores, o que pode ser relacionado ao comprimento de
onda maior. A ondulação e a rugosidade têm efeitos diferentes, portanto,
devem ser tratadas em separado em situações onde se tem contato. Não é
preciso fazer uma diferenciação entre a rugosidade e a ondulação em
aplicações de não contato, como o caso de superfícies com finalidades de
natureza visual (aplicações óticas), empregadas para dispersão de luz, por
exemplo.
Levando em consideração observação dos parágrafos anteriores, não
há dúvida quanto à importância de se avaliar a ondulação, especialmente
nas aplicações onde o contato entre as superfícies é um parâmetro
importante.
2.1.1.2 Orientação das marcas da ferramenta
Segundo a norma ASME [1996], “a orientação das marcas da
ferramenta é a direção predominante dos padrões superficiais, usualmente
determinada pelo método de fabricação empregado”. A orientação das
marcas da ferramenta é a característica que diferencia a direção dos
padrões gerados numa superfície usinada para cada processo de fabricação
[Morton, 1994]; por exemplo, marcas paralelas no torneamento e na
furação, marcas circulares no faceamento, marcas radiais na retífica ou
multidirecionais na usinagem eletroquímica [Griffiths, 2001]. Na Figura 7,
apresentam-se os símbolos utilizados para representar a direção das
marcas da ferramenta relativas à superfície nominal; simbologia que é
apresentada pelo Machinability Data Center [1980] e Griffiths [2001],
baseados nas normas ANSI Y14.36 de 1978 [ANSI, 1978] e ISO 1302 de
2001 [ISO, 2001], respectivamente.
16
Figura 7 - Símbolos usados para representar as marcas da ferramenta na
designação da textura da superfície segundo as normas ANSI Y14.36 de 1978
[ANSI, 1978], e ISO 1302 de 2001 [ISO, 2001]
A forma da superfície é o formato geral da mesma e, excluindo a
rugosidade e a ondulação, fica definida pelos erros de forma e as
imperfeições. Os erros de forma são os desvios com amplo espaçamento da
superfície real, relativos à superfície nominal, os quais não são incluídos na
textura superficial. O termo é aplicado aos desvios causados por fatores
como os erros no estado da máquina-ferramenta, guias, ou eixo, fixação
insuficiente ou alinhamento incorreto da peça de trabalho, ou
desbalanceamento associado a partes desgastadas. Os erros de forma são
gerados principalmente por defeitos na rigidez do equipamento e pelas
deformações devidas às tensões residuais no componente [Morton, 1994].
As Imperfeições (“Flaws”) são as interrupções não intencionais,
inesperadas, e não desejadas que ocorrem esporadicamente em uma
determinada região da superfície. Não obstante, estas interrupções
topográficas são consideradas como imperfeições quando é estabelecido um
comum acordo entre os fabricantes e usuários dos componentes [ASME,
1996]. Se as imperfeições são especificadas, a superfície tem que ser
17
inspecionada por intermédio de algum método mutuamente combinado,
para determinar quando uma imperfeição encontra-se presente, e podem
ser aceitas ou rejeitadas na tentativa de aperfeiçoar a medição final da
rugosidade da superfície. Se as imperfeições especificadas não se
encontram presentes, ou se as imperfeições não são especificadas, então as
interrupções na topografia da superfície de um componente de engenharia
têm que ser incluídas na avaliação da rugosidade [Machinability data
center, 1980]. Os defeitos incluem trincas, crateras, inclusões, sulcos,
riscos, entre outros.
2.1.1.3 Acabamento superficial
O acabamento superficial é um termo comumente usado para indicar
a qualidade geral de uma superfície. O acabamento superficial não está
ligado necessariamente à textura ou à orientação das marcas da
ferramenta, nem aos valores específicos de rugosidade, mas é expressado
como uma característica qualitativa do acabamento para uma determinada
aplicação [Morton, 1994]. Por outro lado, em geral um bom acabamento
implica em valores reduzidos na rugosidade e vice-versa.
2.1.2 Características sub-superficiais
Os processos de fabricação podem produzir mudanças nas
propriedades do material numa camada sub-superficial, as quais
geralmente acompanham os padrões de textura da topografia na superfície
[Griffiths, 2001]. Segundo o Machinability data center [1980], em função do
tipo de energia empregada no processo de usinagem (mecânica, elétrica,
térmica ou química), as propriedades do material da peça de trabalho ficam
afetadas e é produzida uma ampla variedade de efeitos na sub-superfície.
Segundo Griffiths [2001], as mudanças nas propriedades do material se
atribuem aos diferentes fatores envolvidos no processo de corte, e que
compõem os eventos unitários térmicos, mecânicos ou químicos. O tipo de
camada gerada na sub-superfície dependerá do balanço dos níveis de
energia térmica, mecânica e química existentes durante o evento unitário de
manufatura e, conseqüentemente, estão relacionadas com os fatores
próprios do processo de usinagem tais como tipo de tensão, nível de tensão,
taxa de aquecimento, taxa de resfriamento e das condições ambientais do
18
local (Griffiths, 2001). Na Figura 8 são apresentadas esquematicamente as
camadas sub-superficiais que são geradas como resultado do processo de
remoção de material.
Figura 8 - Representação esquemática da seção transversal de uma peça usinada.
Observa-se as camadas sub-superficiais geradas como resultado do processo de
torneamento [Griffiths, 2001]
As principais causas de alteração da sub-superfície são: as
temperaturas elevadas e os altos gradientes de temperatura desenvolvidos
durante o processo de remoção de material, deformação plástica e reações
químicas com o meio ambiente [Shaw, 1984; Griffiths, 2001]. Segundo Field
e Colaboradores [1972], Griffiths [2001] e Whitehouse [2004], as principais
alterações nas camadas sub-superficiais, decorrentes dos processos de
usinagem, são: camada branca, martensita revenida e não revenida,
deformação plástica, dobramentos e trincas, microtrincas, ataque seletivo,
ataque intergranular, entre outras [Machinability Data Center, 1980; Chou
e Evans, 1999; Griffiths, 2001; Bosheh e Mativenga, 2005].
2.1.3 Desempenho na integridade superficial
A influência das características da superfície e sub-superfície nas
propriedades dos componentes tem sido estudada amplamente nos diversos
processos de remoção de material. Estas mudanças influenciam as
propriedades mecânicas da peça de trabalho e conseqüentemente influem
na confiabilidade da superfície, como apresentado na Figura 9. Diversos
estudos têm mostrado que cada processo de remoção de material tem o seu
19
próprio efeito e, de igual forma, para cada processo a intensidade, ou nível
de energia aplicada, pode ter um efeito diferente no estado metalúrgico
específico da peça de trabalho.
Figura 9 - Representação esquemática dos fatores que influenciam a integridade
superficial na usinagem de metais [Griffiths, 2001]
A carga dinâmica é reconhecida como um fator importante no projeto
de muitas estruturas de engenharia, utilizadas em diversas aplicações.
Históricos de serviço e análises de falha de componentes submetidos a
carregamento dinâmico mostram que as falhas devido à fadiga
freqüentemente se nucleiam na superfície ou imediatamente abaixo da
mesma [Griffiths, 2001]. Deste modo, pode-se concluir que o
comportamento à fadiga de um componente é também influenciado pelas
condições da sub-superfície.
Griffiths [1998] apresentou uma série de informações sobre certas
superfícies obtidas por diversos processos de usinagem. Na Tabela 1,
baseada no trabalho de Griffiths [1998], apresenta-se a correlação existente
entre as propriedades físicas de uma superfície e diversas causas de falha
do componente. As informações representadas por círculos na Tabela 1
baseiam-se num trabalho feito por Tonshoff e Brinksmeier [1980]. Da
Tabela 1 pode-se concluir, por exemplo, que a textura superficial influencia
as falhas ocorridas por fadiga e difusão [Machinability data center, 1980].
20
Tabela 1 - Efeito das propriedades da superfície nas causas de falha de
componentes [Machinability data center, 1980]
2.2 Conjuntos de dados padronizados para avaliar a integridade
superficial
Nas aplicações onde se requer superfícies usinadas com excelente
desempenho, precisa-se fazer uma completa descrição da superfície e da
camada sub-superficial após a usinagem, em termos da sua integridade
superficial. Field e colaboradores [1972], no início da década de 1970,
estabeleceram pela primeira vez os níveis de complexidade para avaliar a
integridade de uma superfície, os quais formaram posteriormente a base
para o estabelecimento dos níveis para a avaliação da integridade
superficial aceitos pela American National Standard for Surface Integrity na
norma ANS B211.1. [ANS, 1986].
O Machinability Data Center [1980] descreve o trabalho feito por Field
e colaboradores [1972], onde foi apresentada uma primeira definição de três
níveis de complexidade para a avaliação da integridade superficial. O nível
de complexidade mais básico está apresentado na Tabela 2 e é formado por
21
um conjunto reduzido de dados divididos em quatro categorias. Este
procedimento implica na realização de uma triagem de variáveis para a
análise dos efeitos superficiais, tendo como principal vantagem a de ser o
método de avaliação que implica o mais baixo custo para a sua execução,
segundo Field e colaboradores [1972]. Basicamente este nível considera
informação metalográfica, complementada com medições de microdureza e
textura da superfície usinada.
O segundo nível de integridade superficial definido por Field e colaboradores [1972]
é apresentado na
Tabela 3. Trata-se de um “conjunto de dados padrão”, no qual, além
dos elementos do nível básico, é avaliada a tensão residual e a fadiga de alto
ciclo como uma triagem de variáveis.
Tabela 2 - Conjunto mínimo de dados para avaliar a integridade da superfície no
nível mais baixo de complexidade
1 Acabamento Superficial
2 Macroestrutura (10X ou menos)
• Macrotrincas
• Indicadores de ataque macrográfico
3 Microestrutura (analise da seção transversal com aumentos de 1000X, de
preferência)
Microtrincas
Deformação plástica
Transformações de fase
Ataque intergranular
Microdefeitos (crateras, inclusões, etc)
Depósitos de material na peça associados a aresta postiça na ferramenta
Camadas superpostas
Ataque seletivo
4 Alterações na microdureza
Tabela 3 - Conjunto padrão de dados para avaliar a integridade da superfície.
Segundo nível em termos de complexidade
1 Conjunto mínimo de dados para avaliar a integridade da superfície
2 Ensaio de fadiga – só teste de triagem
3 Corrosão conjugada à tensão
4 Tensão residual e medição de distorção
22
O terceiro nível contém um grande número de dados de fadiga
descritos mediante funções estatísticas, os quais são utilizados geralmente
no projeto de componentes específicos. Este nível também contém dados
especializados, como ensaios de vida de corrosão sobre tensão, realizado
com diferentes tipos de exposição ao ambiente. Os elementos que compõem
o conjunto estendido de dados são apresentados na Tabela 4.
Griffiths [2001] expõe uma série de críticas aos níveis de integridade
superficial definidos por Field e colaboradores [1972]. Algumas das
observações feitas por Griffiths estão relacionadas com o fato de que os
níveis de avaliação da integridade não especificam com exatidão o tipo de
informações que cada nível deve conter e a forma como devem ser geradas.
Adicionalmente, os níveis de informação estão baseados, quase na sua
totalidade, na descrição de um conjunto de características próprias do
componente. Esta falta de exatidão pode ser evidenciada, por exemplo, no
nível básico apresentado na Tabela 2, onde é requerida a avaliação do
“acabamento superficial”, mas não é especificado um parâmetro de
rugosidade específico para avaliá-lo.
Tabela 4 - Conjunto estendido de dados para avaliar a integridade da superfície.
Terceiro nível em termos de complexidade
1. Conjunto padrão de dados para avaliar a integridade da superfície
2. Ensaio de fadiga – dados estatísticos para gerar dados de projeto de
componentes
3. Ensaios mecânicos adicionais
• Tensão
• Ruptura conjugada sob tensão
• Fluência
• Especializados: Atrito, desgaste, vedação e desempenho de
rolamento
A definição mais recente para os níveis de integridade da superfície
foi feita pela American National Standard for Surface Integrity na norma
B211.1 (ANS, 1986). Essa definição dos níveis de integridade da superfície é
apresentada e comentada no trabalho de Griffiths [2001], quem aponta que,
mesmo a nova definição sendo baseada no trabalho de Field e
Colaboradores [1972], os novos níveis são fundamentados em propriedades
23
mecânicas, mais do que na descrição de características próprias do
componente estudado.
A norma ANS B211.1-1986 [ANS, 1986] definiu apenas dois níveis
para a avaliação da integridade superficial. Algumas outras simplificações
foram realizadas na nova classificação com relação aos níveis descritos por
Field e colaboradores [1972], e apresentados na Tabela 2 a Tabela 4. Os
ensaios de distorção, ensaios de corrosão conjugada à tensão e os “ensaios
mecânicos adicionais”, contemplados na definição de Field e Colaboradores
[1972], foram omitidos, mas um melhor detalhamento do ensaio de
microdureza foi inserido. Os dois níveis definidos pela American National
Standard for Surface Integrity foram denominados como: conjunto mínimo e
conjunto padrão de dados para avaliar a integridade superficial, e estão
apresentados na Tabela 5 e Tabela 6 [Griffiths, 2001]. No conjunto mínimo
de dados requere-se a especificação da totalidade das informações contidas
na Tabela 5 para um número mínimo de dois níveis de intensidade do
processo, os quais podem ser entendidos como condições de acabamento –
desbaste, ou condições de usinagem leve-pesada.
Tabela 5 - Conjunto mínimo de dados para avaliar a integridade da superfície
[Griffiths, 2001]
1. Material, dureza do material e tratamento térmico, ou, estado
metalúrgico.
2. Processo e nível de intensidade do processo, ou, parâmetros de
operação.
3. Rugosidade da Superfície, Ra
4. Microestrutura com ampliação de 1000X da seção transversal da
superfície, com a escala de referência e indicação se a microestrutura
apresentada é típica o atípica na totalidade da superfície.
5. Microdureza na seção transversal
Tabela 6 - Conjunto padrão de dados para avaliar a integridade da superfície
[Griffiths, 2001]
1 Conjunto mínimo de dados para avaliar a integridade da superfície.
2 Perfil de tensão residual.
3 Curva S-N de fadiga de alto ciclo
4 Curva de valor de referência S-N ou linha de base da resistência à
fadiga sob cargas oscilantes do material.
Os níveis de complexidade para avaliar a integridade da superfície,
descritos na Tabela 5 e Tabela 6, melhoram a definição do conjunto de
24
dados feita por Field e colaboradores [1972], pois estes novos conjuntos são
mais focados na realização de testes e ensaios mecânicos do que na simples
avaliação das características do material. Por outro lado, aspectos como a
recomendação do Ra como único parâmetro para a avaliação da textura da
superfície limitam bastante a potencialidade do conjunto de dados como um
procedimento padrão para a caracterização da superfície usinada e a sua
influência no desempenho dos componentes.
2.3 Técnicas experimentais para a avaliação da Integridade
Superficial
O trabalho de Field e colaboradores [1972] apresentou uma ampla
revisão das principais técnicas existentes na época para avaliar a
integridade dos componentes manufaturados (avaliação metalúrgica e
ensaios não destrutivos), incluindo as características superficiais e sub-
superficiais. Desde a realização daquele trabalho até hoje, grandes avanços
têm sido realizados no desenvolvimento das técnicas e instrumentos para a
medição dos elementos que compõem a integridade da superfície,
especialmente no que se refere às técnicas não destrutivas [Griffiths, 1998].
Serão apresentadas a seguir, as principais técnicas que determinam os
conjuntos de dados para a avaliação da integridade superficial (Tabela 5 e
Tabela 6), expostos no Item 2.2.
2.3.1 Metalografia da seção transversal
Geralmente, as alterações microestruturais na sub-superfície,
decorrentes dos processos de manufatura, são de pouca profundidade, na
ordem de 25 µm até 76 µm. Sob condições de trabalho muito severas, a
profundidade das alterações oscilam na faixa de 127 µm a 380 µm
[Machinability data center, 1980]. Alterações microestruturais
significativas, microtrincas ou imperfeições de pouca profundidade, como
2,5 µm, são igualmente geradas com freqüência durante o processo de
remoção de material.
A análise mediante microscopia óptica é um meio importante e
econômico para fazer uma rápida avaliação da sub-superfície dos
componentes usinados, na tentativa de caracterizar as mudanças que
25
ocorrem na “zona alterada no material - ZAM”, como resultado do evento
unitário de manufatura. Não obstante, além da microscopia óptica, o
emprego de outras técnicas especiais são necessárias para estudar alguns
dos fenômenos que acontecem numa camada sub-superficial, dentro das
quais podem ser mencionadas a microscopia eletrônica de varredura (MEV)
e a microscopia por força atômica [Griffiths, 2001]. Esta última técnica é
empregada na avaliação das mudanças que acontecem a alguns
nanometros abaixo da superfície.
Parâmetros de processo adequados durante a usinagem podem
produzir uma integridade superficial favorável, ou, pelo menos, evitar
transformações na ZAM, que possam afetar o desempenho do componente.
Diversos trabalhos [Mantle e Anspinwall, 1997; Sharman, 2001; Rech e
Moisan, 2003; Novonic, 2004; Capello, 2005] têm sido realizados na
tentativa de determinar os efeitos que as mudanças dos parâmetros de
operação geram na integridade superficial durante o processo de usinagem.
Um trabalho que ilustra esse ponto foi realizado por Schwach e Guo [2005].
Esses pesquisadores obtiveram quatro níveis diferentes de integridade
superficial mediante a variação das variáveis de processo, durante
torneamento do aço AISI-SAE 52100 tratado termicamente. Na Figura 10,
apresenta-se um conjunto de imagens da seção transversal (obtidas em
microscópio eletrônico de varredura - MEV) das peças estudadas por
Schwach e Guo [2005], onde se observam os diferentes tipos e níveis de
transformação induzidas na sub-superfície para cada combinação de
parâmetros durante o processo de usinagem. Mesmo com a controvérsia
encontrada na literatura [Chou e Evans, 1999; Griffiths, 2001; Bosheh e
Mativenga, 2005] no que se refere ao verdadeiro impacto que a formação de
camada branca tem na resistência à fadiga dos componentes mecânicos,
Schwach e Guo [2005] descobriram que uma integridade superficial
favorável pode ser produzida utilizando baixo avanço e ferramentas de corte
sem desgaste para as condições ensaiadas. Igualmente, observaram que
para as condições estudadas o desgaste da ferramenta é o fator
predominante para a formação da camada branca e aumento na variação
da rugosidade.
26
a). V=106,8 m/min, f=0,1 mm/rev,
VB= 0 mm
b). V=106,8 m/min, f=0,02
mm/rev, VB= 0 mm
c). V=169,2 m/min, f=0,02 mm/rev,
VB= 0,7 mm
d). V=169,2 m/min, f=0,02
mm/rev, VB= 0,4 mm
Figura 10 - Níveis diferentes de integridade superficial durante torneamento duro
do aço AISI-SAE 52100 tratado termicamente, mudando os parâmetros de
operação. a) Formação de uma fina camada escura (martensita sobre revenida). b)
ZAM inalterada. c) Formação de camada branca de 7.5 µm. d) Formação de camada
branca de 4.5 µm, seguida de uma fina camada escura [Schwach e Guo, 2005]
2.3.2 Avaliação da microdureza
“A dureza é a propriedade do material que exprime a capacidade de
resistir à ação de um penetrador duro” [Tabor, 1954]. Pode-se afirmar que o
valor de dureza depende fundamentalmente de 3 variáveis: o material
ensaiado, a geometria do penetrador e a força aplicada. A medição da
microdureza pode ser feita mediante o uso de microdurômetros, nos quais
Camada escura
Camada branca
Camada escura
Metal base
Camada de
transição
Camada escura
Metal base
Camada branca
27
podem ser usados diferentes tipos de penetrador (Knoop ou Vickers), e com
forças de ensaio entre 1 e 1000 gf (0,098 e 9,8 N). A utilização de ensaios de
dureza na escala microscópica (ou microdureza) permite a caracterização de
microconstituintes dos materiais.
O estudo da microdureza é importante na avaliação das alterações
sub-superficiais, já que permite identificar os possíveis efeitos na ZMA
provocados por uma operação de remoção de material severa. O
Machinability data center [1980] extraiu de um trabalho de Koster e
colaboradores [1976] os perfis de dureza na escala microscópica
apresentados na Figura 11. Trata-se de um aço AISI-SAE 4340 (temperado
e revenido) submetido ao processo de retífica, nos regimes severo e
moderado.
Figura 11 - Perfil de dureza na escala microscópica avaliada na secção transversal
de um componente de aço AISI-SAE 4340, submetido ao processo de retifica nos
regimes severo e moderado [Machinability data center, 1980] citando de [Koster e
colaboradores, 1976]
Para as condições apresentadas na Figura 11, observa-se que, para o
regime moderado, as alterações na microdureza do material não ficam
comprometidas pelo processo de remoção de material. O oposto foi
observado no nível severo, onde, devido aos níveis de energia associados ao
processo de usinagem, originam-se transformações microestruturais na
ZAM, como apresentado no Item 2.3.1. A medição da microdureza
acompanha as mudanças na microestrutura e, neste caso, o método
permite avaliar a condição sub-superficial do componente usinado.
28
Quando o processo de fabricação produz mudanças nas propriedades
do material na sub-superfície, a integridade do componente pode ficar
comprometida [Griffiths, 2001]. Huang e Xing [1991] mostraram como o
endurecimento de uma camada sub-superficial, decorrente de uma
operação de usinagem, pode levar ao aumento da resistência à fadiga,
contrário ao observado acima e em outros trabalhos tradicionais [Leskovar e
Kovac, 1988; Tricard, 1994; Griffiths, 2001].
2.3.3 Determinação da tensão residual
Durante o processo de usinagem de um componente, ou depois de
um tratamento térmico, ocorrem deformações inerentes ao processo e se
induzem tensões residuais no material. A maior parte das tensões residuais
induzidas pelos processos de usinagem ocorrem nos primeiros 12,7 µm a
254 µm abaixo da superfície [Machinability data center, 1980].
Existem diferentes métodos para determinar o perfil de tensões
residuais. Os dois métodos mais usuais são a difração de raios-X e os
extensômetros [1972]. As técnicas de raios-X possibilitam a medição da
tensão residual, apesar da profundidade de penetração dos raios-X ser
comumente inferior a 20 µm nos aços. Segundo Tricard [1994], as áreas
críticas encontram-se localizadas geralmente numa região mais abaixo do
componente (150 µm a 200 µm), motivo pelo qual é necessário monitorar
cuidadosamente as tensões residuais ao longo da profundidade. Uma opção
que possibilita este procedimento é a utilização da técnica de eletro-
polimento para remoção gradual das camadas superficiais [Machinability
data center, 1980].
Leskovar e Kovac [1988] aplicaram o conceito da integridade da
superfície como critério de qualidade na fabricação de componentes. O
trabalho consistiu na avaliação da tensão residual devida aos efeitos dos
parâmetros de torneamento, fresamento, retificação e soldagem,
empregando para isso a medição da deformação do corpo-de-prova por
extensômetros, durante remoção de camadas com tensão residual. Na
Figura 12, apresenta-se o estado de tensões após o torneamento de
cilindros para a laminação de aços (fabricados em ferro fundido dúctil). A
29
usinagem foi realizada para dois níveis de intensidade (regime moderado e
severo).
a). Tensão residual após torneamento a
V= 4 m/min
b). Tensão residual após torneamento a
V = 10 m/min
Figura 12 - Avaliação da tensão residual apos o torneamento de um ferro fundido
dúctil, a dois níveis diferentes de intensidade [Leskovar e Kovac, 1988]. VB é o
desgaste de flanco da ferramenta, f é o avanço, σ é a tensão residual paralela à
superfície e Z é a profundidade da peça na qual foi realizada a medição de dureza
Os estados de tensão residual mostrados na Figura 12 sofreram
influência da velocidade de corte. Para uma velocidade (V) maior, as tensões
residuais no material usinado foram preferencialmente trativas e
diminuíram com a profundidade da peça. Igualmente, pode-se observar que
com menor grau de desgaste nas ferramentas de corte, foram induzidas
tensões trativas na superfície. O avanço não teve muita influência no perfil
de tensão residual.
2.3.4 Topografia
Lee e colaboradores [2001] observaram que a topografia tem muita
repercussão nos processos de usinagem pesada. Exemplo disso acontece na
usinagem a alta velocidade. Nesse processo, os grandes valores de avanço,
que é uma das suas características mais importantes, pressupõem
acabamento superficial ruim. A importância de estudos nesta área decorre
das cada vez mais crescentes aplicações da usinagem a alta velocidade em
30
indústrias como a automotiva e aeronáutica, nas quais se requer uma
combinação de acabamentos superficiais e tolerâncias dimensionais com
níveis exigentes de qualidade [Griffiths, 2001]. As pesquisas iniciais neste
tema focaram-se na definição dos fatores que afetam a rugosidade
superficial [Machinability data center, 1980].
Tradicionalmente, os requisitos para os processos de fabricação de
superfícies têm dois objetivos principais: garantir melhores acabamentos
superficiais e, ao mesmo tempo, reduzir os tempos totais das operações de
acabamento [Griffiths, 2001]. Tricard [1994] referencia os trabalhos de
Rabinowicz [1966], e o de Suh [1986], nos quais se mostra quão importante
o acabamento superficial e a textura da superfície são para a tribologia
7
. O
impacto que os dois fatores têm na integridade da superfície de um
componente é significativo, já que o comportamento ao desgaste das
superfícies é influenciado pela rugosidade superficial. Huang [1991] tem
estudado a resistência à fadiga de peças torneadas e tem mostrado que a
rugosidade superficial, especialmente em altas temperaturas, e as tensões
residuais, tem mais efeito na resistência à fadiga do que o endurecimento
da superfície.
2.4 Metalurgia dos ferros fundidos nodulares com carboneto
O termo ferro fundido representa uma grande família de ligas
ferrosas, mas que, de maneira geral, podem ser definidas como ligas a base
de ferro – carbono - silício, que se solidificam com reações eutéticas, e que
geralmente contém Mn, P, S, entre outros elementos [Souza e Castello
Branco, 1989]. A literatura denomina de mesclado, o ferro fundido que
apresenta uma microestrutura composta por regiões de carboneto eutético
(ferro fundido branco) e grafita em veios (ferro fundido cinzento),
decorrentes da solidificação [Souza e Castello Branco, 1989]. A região com
ferro fundido cinzento se solidifica conforme o sistema estável (austenita –
grafita), e a região com ferro fundido branco segundo o metaestável
(austenita – carboneto).
7
A tribologia é o estudo do atrito, desgaste e lubrificação;
31
Nos ferros fundidos em geral, as propriedades dependem da
microestrutura, e esta, nos mesclados em particular, depende fortemente do
balanço entre variáveis de processo e composição química. As propriedades
mecânicas dos ferros fundidos estão condicionadas à estrutura final obtida,
isto é, dependem da matriz metálica, da morfologia e quantidade de grafita e
ainda do tamanho e distribuição das células eutéticas [Nunes e
colaboradores, 2002]. No presente trabalho, o material de estudo é formado
de diferentes regiões de ferro fundido branco, matriz metálica perlítica e
grafita nodular decorrentes da solidificação, como resultado da adição de
elementos de liga nodulizantes e formadores de carbonetos eutéticos, sem
efetuar nenhum tratamento térmico após da solidificação; procedimento
que é tradicionalmente apresentado na fabricação dos ferros fundidos
mesclados [Souza e Castello Branco, 1989]. Entretanto, é importante
lembrar que esta classificação considera a morfologia da grafita em veios,
que é característica nos ferros fundidos cinzentos. Devido às diferenças na
morfologia da grafita, neste trabalho foi adotada a denominação de ferro
fundido nodular com carboneto.
Diversas pesquisas têm sido desenvolvidas baseadas na crescente
importância que os ferros fundidos vêm assumindo em decorrência do
próprio desenvolvimento do país, na tentativa de conhecer melhor tanto a
tecnologia de fabricação, como as aplicações destas ligas [Souza e Castello
Branco, 1989; Nunes e colaboradores, 2002; Silva e colaboradores, 2002].
2.5 Integridade superficial dos ferros fundidos nodulares com
carboneto
Algumas variáveis da usinagem dos ferros fundidos estão
relacionadas com as características do material, no que se refere à formação
de trincas e defeitos superficiais, principalmente quanto à quantidade,
forma, tamanho e dureza relativa de heterogeneidades, além das diferenças
de dureza induzidas por tratamento térmico e endurecimento por
deformação durante a usinagem [Shaw, 1984].
Durante uma operação de torneamento a ferramenta pode,
teoricamente, transmitir com exatidão a sua geometria na peça de trabalho
[Griffiths, 2001]. A afirmação anterior fica comprometida quando, por
32
exemplo, os microconstituintes logo abaixo da superfície geram vazios e
descontinuidades que modificam a topografia teórica da superfície usinada.
Griffiths [2001] descreve os mecanismos que ocorrem na superfície de um
ferro fundido nodular submetido à retificação.
Observa-se na Figura 13 um nódulo de grafita localizado próximo da
superfície, o qual, não sendo completamente destacado durante a
usinagem, é recoberto pela matriz metálica [Griffiths, 2001]. A matriz
metálica sofre deformação plástica como conseqüência do efeito de entalhe
do nódulo, que atua como concentrador de tensões. As camadas de matriz
metálica deformadas plasticamente e depositadas na superfície formam
protuberâncias de material encruado, que prejudicam o acabamento
superficial e afetam a vida da ferramenta. Uma outra situação acontece
quando o nódulo de grafita é destacado devido ao estado compressivo de
tensões, danificando notavelmente o acabamento superficial e, portanto,
comprometendo a integridade da superfície [Griffiths, 2001].
Figura 13 - Imagem da seção transversal de um ferro fundido nodular depois do
processo de retifica. Mostra-se um nódulo de grafita na superfície sendo recoberto
por uma camada de ferrita [Griffiths, 2001]
Os carbonetos presentes na microestrutura do ferro fundido branco
geram desgaste severo na ponta da ferramenta e, como conseqüência da
usinagem em baixas velocidades de corte, é favorecida a formação de aresta
postiça [Griffiths, 2001]. O desgaste severo da ferramenta,
preferencialmente a altas velocidades de corte, traz como conseqüência um
superaquecimento na interface peça-ferramenta, o qual pode levar à
33
formação de camada branca. Em condições de usinagem muito severas
podem ser geradas grandes tensões na superfície. Na presença dessas
tensões, e considerando que a alta dureza e fragilidade dos carbonetos
contrastam com a baixa dureza da matriz, pode acontecer trincamento ou
quebra dos carbonetos [Tricard, 1994].
Não foi encontrada na literatura uma referência que aborde o estudo
da integridade superficial do ferro fundido nodular com carboneto. Como foi
apresentado no parágrafo anterior, a literatura [Shaw, 1984; Tricard, 1994]
fornece informação sobre a usinagem dos ferros fundidos nodulares, e dos
ferros fundidos brancos isoladamente. Porém, pode ser esperado que
durante a usinagem do ferro fundido nodular com carboneto se observem
os mecanismos presentes na usinagem do ferro fundido nodular e do ferro
fundido branco.
2.6 Estatística e planejamento de experimentos
Em qualquer área de pesquisa existe sempre o interesse em conhecer
quais variáveis são importantes em algum tipo de estudo que se esteja
realizando, assim como os limites inferior e superior dos valores destas
variáveis. Por exemplo, neste trabalho, parâmetros de usinagem (velocidade
de corte, profundidade de corte e avanço) do ferro fundido nodular com
carboneto são variáveis que podem afetar a integridade da superfície.
Após a escolha, de acordo com a conveniência dos pesquisadores,
dos limites inferior e superior de parâmetros como a velocidade de corte, a
profundidade de corte e o avanço, corridas experimentais devem ser
realizadas a fim de obter dados das respostas de interesse, como
parâmetros da topografia da superfície, dureza e microestrutura do material
usinado.
A partir da análise inicial, técnicas estatísticas devem ser utilizadas
de modo a se obter conclusões em relação à dependência das respostas de
interesse em função das variáveis analisadas. Essas técnicas estatísticas
podem ser aplicadas para [Box, 1978; Montgomery, 1991]:
• avaliação e comparação de configurações básicas de projeto;
34
• avaliação de diferentes materiais;
• seleção de parâmetros de projeto;
• determinação de parâmetros de projeto que melhorem o
desempenho de produtos e,
• obtenção de produtos que sejam fáceis de fabricar, projetados,
desenvolvidos e produzidos em menos tempo e que tenham melhor
desempenho e confiabilidade que os produzidos pelos
competidores.
O planejamento de experimentos é uma dessas técnicas e que
permite a execução de experiências de maneira econômica e eficiente. Por
outro lado, embora ajudem a economizar tempo e dinheiro, visto que
conduzem à objetividade da análise dos resultados, os métodos de
planejamento de experimentos não substituem a imaginação e o bom senso
do executor [Box, 1978].
Para melhor entendimento das ferramentas estatísticas utilizadas, é
importante destacar alguns conceitos [Mongomery, 1991]:
• Variáveis dependentes: respostas das propriedades de interesse,
por exemplo a rugosidade Ra de uma superfície.
• Variáveis independentes: fatores ou parâmetros que influenciam a
resposta, por exemplo, a velocidade de corte.
• Níveis: valores dos fatores a serem estudados, sendo que cada
valor escolhido representa um nível.
• Codificação dos fatores: para simplificar o planejamento de
experimentos e aumentar a precisão na análise estatística, é
conveniente codificar os fatores em um sistema de coordenas
adimensionais. Por exemplo, quando se tem os níveis de
velocidade de corte de 60 m.min
-1
e 180 m.min
-1
, para o nível mais
baixo (60 m.min
-1
) é dado o valor codificado de -1 e, para o nível
mais alto (180 m.min
-1
), o valor codificado de +1. Para o valor
intermediário (médio), é estabelecido o valor codificado de 0. De
modo geral, a codificação dos fatores é dada por meio da Equação
1, onde x
ui
é o valor codificado, X
ui
é valor original do fator,
i
X é o
valor médio entre o maior e o menor valor original e Si é a metade
da diferença entre o maior e o menor valor original
k,,2,1i,
Si
XXui
x
i
ui
K=
−
= Equação 1
35
• Delineamento de experimentos: seqüência dos experimentos a
serem realizados, obtida por ferramentas de planejamento de
experimentos, na qual são incluídas combinações dos níveis dos
fatores a serem estudados.
• Aleatorização: realização de experimentos delineados em uma
seqüência casual, aumentando-se com isto a probabilidade de
eliminação dos efeitos dos fatores não considerados no
delineamento e melhorando-se a análise dos resultados.
• Replicação: com isso é possível obter a estimativa do erro
experimental, com o qual é possível verificar se as diferenças
observadas nos dados são estatisticamente significativas. Também
permite a obtenção de uma estimativa mais precisa dos efeitos dos
fatores.
• Blocagem: tem o objetivo de aumentar a precisão de um
experimento. Em certos processos, pode-se controlar e avaliar,
sistematicamente, a variabilidade resultante da presença de
fatores conhecidos (nuisance factors) que perturbam o sistema,
porém, não se tem interesse de estudá-los. Assim, a blocagem é
usada, por exemplo, quando o tempo entre os experimentos
causou mudanças nas condições de ensaio, na presença de lotes
diferentes de um mesmo material ou de ensaios realizados por
diferentes indivíduos.
• Efeito de um fator: é a variação da magnitude da resposta em
função dos níveis inferior e superior de um fator.
• Efeito principal: é a média dos efeitos de um fator nos níveis de
outro fator.
• Fatores significativos: fatores que têm influência sobre as
respostas.
• Fatores não-significativos: fatores que, dentro dos intervalos
considerados, não apresentam efeito significativo sobre as
respostas.
Com base nos conceitos acima, antes de começar a realizar os
experimentos, os objetivos devem estar bem claros, de modo a auxiliar na
escolha de:
• variáveis envolvidas nos experimentos;
• faixa de variação das variáveis selecionadas;
• níveis escolhidos para essas variáveis;
• variável(eis) resposta(s) e,
• planejamento experimental.
36
As quatro etapas iniciais geralmente envolvem um grupo de pessoas
e delas depende o sucesso de um planejamento de experimentos. Se o
número de variáveis envolvidas nos experimentos for muito elevado, é
melhor escolher inicialmente dois níveis para essas variáveis.
Na etapa de planejamento experimental, deve ser considerado o
tamanho da amostra (número de repetições), a seleção da ordem de
execução dos experimentos e a possibilidade ou não de fazer a blocagem.
Neste trabalho, foram empregadas ferramentas estatísticas com o
objetivo de selecionar os principais fatores que influenciaram a integridade
da superfície. Neste contexto, foi abordada uma ferramenta estatística de
seleção de fatores: o planejamento fatorial.
2.6.1 Planejamento fatorial
O planejamento fatorial é uma técnica estatística que permite
quantificar os efeitos ou influências de um ou mais fatores, além de ser a
única maneira de se determinar interações entre os fatores [Mongomery,
1991].
Nos planejamentos fatoriais, a magnitude de uma resposta é
determinada em função de uma combinação completa dos níveis de todos
os fatores. Se houve n
1
níveis do fator 1, n
2
do fator 2,..., e n
k
do fator k, o
planejamento será um fatorial n
1
x n
2
x ... n
k
= n
k
[Box, 1978].
Os planejamentos fatoriais mais simples e mais importantes são
aqueles em que todos os fatores são estudados em apenas dois níveis: para
k fatores, é necessária a realização de 2 x 2 x ... x 2 = 2
k
ensaios. Por isso, são
chamados de planejamentos fatoriais 2
k
[Mongomery, 1991]. As 2
k
combinações dos níveis dos fatores (ensaios) constituem a matriz de
planejamento.
Quando se realizam todos os experimentos de um planejamento
fatorial é dito que se tem um planejamento fatorial completo. No
entanto, nota-se que, nos planejamentos fatoriais, o número de
experimentos aumenta exponencialmente em função do número de fatores e
37
de níveis, tornando-se, muitas vezes, inviável a realização de todos os
experimentos de um planejamento fatorial completo. Para contornar esta
situação, opta-se por utilizar um planejamento fatorial fracionário, cujo
principal objetivo é a redução do número de experimentos por meio da
realização de uma fração do número de experimentos do planejamento
fatorial completo.
Assim, quando se pretende verificar o efeito de quatro fatores com
dois níveis (2
4
), pelo método fatorial fracionário pode-se realizar apenas 8 ou
4 experimentos (metade ou um quarto do número total de experimentos do
fatorial completo 2
4
).
É importante ressaltar que a redução do número de experimentos
traz como conseqüência um “conflito” entre efeitos principais e interações
ou somente entre interações. Este conflito não permite determinar os efeitos
e as interações separadamente, devido ao número reduzido de experimentos
ou, na linguagem estatística, devido à falta de graus de liberdade. No
entanto, é possível realizar uma fração de experimentos, suficientes para
estimar, no mínimo, os efeitos principais sem conflito com as interações
entre dois fatores, dado que os efeitos entre mais de dois fatores são
hierarquicamente menos significativos, a ponto de serem desprezíveis
[Mongomery, 1991].
2.6.2 Efeitos
Existem dois procedimentos que permitem obter os efeitos dos
fatores: a tabela de coeficientes de contraste e o algoritmo de Yates [Box,
1978]. Quando há possibilidade de se repetir os experimentos, é possível
verificar a significância estatística dos efeitos principais e de interação. Para
tanto, empregam-se três métodos: a análise de variância (analysis of
variance - ANOVA), a comparação do erro padrão dos efeitos com a suas
magnitudes e a análise por meio dos gráficos normais [Box, 1978;
Montgomery, 1991].
No cálculo dos efeitos, utilizando o programa STATISTICA, uma
tabela é gerada em que se apresentam os seguintes parâmetros: efeito,
valor, erro padrão-erro puro, t(N), p e limite de confiança (-95 %, + 95 %). Na
38
Figura 14, apresenta-se um exemplo de uma Tabela de efeitos gerada pelo
programa STATISTICA para estudar os efeitos entre os fatores a e b.
Figura 14 - Exemplo da Tabela de estimativa dos efeitos e do erro padrão de uma
resposta, para os fatores a e b, gerada no programa STATISTICA
Na coluna de fator “Factor”, apresentam-se os respectivos símbolos
adotados para identificar os efeitos principais e de interação entre
fatores(“a”, “b” e “1 by 2”), bem como a média de todos os efeitos. Na coluna
efeito (“Effect”), mostra-se o valor calculado de cada efeito. Na coluna erro
padrão-erro puro (“Std.Err. Purr Err”), mostra-se o valor do erro padrão,
calculado a partir das repetições dos experimentos. O valor de t(N) (“t(16)”) é
o valor de uma variável aleatória com distribuição t (ou distribuição de
Student) e com N graus de liberdade referentes à obtenção do desvio
padrão. Na análise dos efeitos, t é calculada para o número total de ensaios,
incluindo as repetições. Os efeitos considerados estatisticamente
significativos são aqueles cujas estimativas são superiores em valor
absoluto ao produto do erro padrão com o valor da distribuição de Student,
t(N). O programa STATISTICA também calcula o estimador “p” como
resposta do teste de hipóteses nula (hipótese de que o fator não seja
significativo). Quando o valor p de um efeito principal ou de interação é
menor ou igual ao nível de significância (
α
, freqüentemente de 0,05), a
hipótese nula é rejeitada, o que significa que o efeito é significativo. Se o
valor de p for maior que
α
se aceita a hipótese nula, ou seja, o efeito não é
significativo. Por fim, a coluna limite de confiança (“Cnf.Limit”), indica o
intervalo em que variam os valores dos efeitos para um nível de confiança
de 95 %
8
.
8
Neste trabalho, visto que o programa STATISTICA foi utilizado no cálculo e análise
dos efeitos dos fatores, não é abordado o cálculo dos valores dos efeitos, erro
padrão, t(N), p e nem do intervalo de confiança. O cálculo destes parâmetros pode
ser consultado no texto de Montgomery [1991].
39
Os efeitos calculados podem ter sinal positivo ou negativo. O sinal
positivo significa que se forem alteradas as condições experimentais do nível
mais baixo para o mais alto do fator, há um aumento no valor da resposta.
Em contraposição, o sinal negativo, para a mesma forma de variação dos
níveis do fator, significa que há uma diminuição do valor da resposta.
Uma outra ferramenta útil do programa STATISTICA é o gráfico das
Médias Marginais. Por meio deste é possível visualizar os efeitos de
interação, bem como determinar sua influência nas respostas de interesse
9
.
9
Pela forma que é mostrado, o gráfico Médias Marginais não deve ser confundido
com um gráfico de tendência da resposta analisada.
40
3 OBJETIVO
A integridade superficial é uma disciplina inserida dentro da ciência
de engenharia das superfícies e foi criada no início da década de 1970, para
o estudo da relação existente entre a metalurgia, a usinabilidade e os
ensaios mecânicos; atendendo às crescentes exigências para a fabricação de
componentes com superfícies com um alto nível de qualidade e desempenho
funcional [Machinability Data Center, 1980; Griffiths, 2001]. Durante os
últimos 40 anos, diversos trabalhos têm sido realizados para entender a
integridade das superfícies obtidas mediante os diferentes processos de
fabricação. Mesmo assim, os conceitos ainda não abordam o tópico em sua
totalidade, por exemplo, em termos do efeito que a microestrutura do
material pode ter sobre a qualidade das superfícies.
Nesta dissertação, objetiva-se avaliar a integridade superficial de um
ferro fundido nodular com carboneto, quando submetido ao processo de
torneamento. Juntamente com a importância tecnológica deste tipo de
material, o mesmo apresenta uma microestrutura morfologicamente rica e,
portanto, interessante desde o ponto de vista da sua influência na
integridade superficial dos componentes usinados.
41
4 ENSAIOS PRELIMINARES
Foi feita uma série de ensaios de usinagem preliminares em corpos-
de-prova cilíndricos de ferro fundido nodular com carboneto, na tentativa
de determinar os níveis das variáveis independentes adequados para
realizar os ensaios finais. Igualmente, foram avaliados alguns dos elementos
que compõem o “Conjunto mínimo de dados para avaliar a integridade da
superfície” [ANS, 1986], apresentados na Tabela 5 do Item 2.
4.1 MATERIAIS E MÉTODOS
4.1.1 Obtenção dos corpos-de-prova
Um corpo-de-prova de ferro fundido nodular com carboneto foi obtido
a partir do sobre-metal do pescoço inferior de um cilindro para a laminação
de aço; este cilindro foi elaborado mediante o processo de fundição
convencional em molde de areia
10
. A temperatura de fundição foi de 1375
0
C. A fusão foi realizada em forno elétrico de indução e, após o vazamento,
foi feita nodulização
11
e inoculação
12
. O resfriamento do conjunto material e
coquilha foi efetuado ao ar, e não foi realizado tratamento térmico posterior.
As dimensões do corpo-de-prova retirado do cilindro para laminação, após o
resfriamento, estão ilustradas esquematicamente na Figura 15. A
composição química nominal do corpo-de-prova foi obtida, e está
apresentada na Tabela 7.
10
Os corpos-de-prova foram fornecidos pela usina Aços Villares – Sidenor, Unidade
de Cilindros, Pindamonhangaba, SP.
11
Nodulização: A nodulização dos ferros fundidos é o tratamento efetuado pela
adição de elementos denominados nodulizantes (magnésio, cério e terra raras) na
tentativa de modificar a forma de crescimento da grafita, promovendo a formação
de grafita esferoidal [Souza e Castello Branco, 1989].
12
Inoculação: Tratamento que tem por objetivo promover a formação de grafita na
solidificação dos ferros fundidos; é efetuado pouco antes do vazamento pela adição
de compostos de função grafitizante (geralmente contendo alto teor de silício)
[Souza e Castello Branco, 1989].
42
Figura 15 - Representação esquemática das dimensões aproximadas do corpo-de-
prova após processo de fundição
Tabela 7 - Composição Química do Corpo-de-prova
%C %Si %Mn %P %S %Cr %Ni %Mo %Mg
3,35 1,65 0,47 0,075 0,015 0,78 2,86 0,43 0,050
4.1.2 Preparação do corpo-de-prova
Depois de retirar as amostras do cilindro de laminação, a superfície
dos corpos-de-prova foi preparada mediante uma operação de torneamento
de desbaste. O diâmetro foi reduzido para 140 mm e, mediante operação de
faceamento, o comprimento foi reduzido a 100 mm. Mediante as operações
anteriores, foram removidas da superfície do corpo-de-prova as imperfeições
superficiais decorrentes do processo de fundição e corte. Finalmente,
mediante uma nova operação de desbaste, o corpo-de-prova foi levado até
as dimensões descritas na Figura 16; dimensões que são próximas da qual
foram realizados os ensaios de usinagem preliminares.
Figura 16 - Representação esquemática das dimensões dos corpos-de-prova após
pré-usinagem até as dimensões próximas dos ensaios
13
13
Mesmo não representado nesta, foi feita a análise metalográfica em diâmetro de
50 mm.
43
4.1.3 Máquina ferramenta e ferramental de corte
O ferramental utilizado nos ensaios preliminares encontra-se
disponível comercialmente
14
. As pastilhas selecionadas foram de metal-
duro, sendo a classe utilizada (categoria ISO K30) recomendada para a
usinagem de materiais ferrosos que geram cavacos curtos, como é o caso do
ferro fundido. As pastilhas apresentaram revestimento de multicamadas de
Al
2
O
3
por cima de uma camada de TiCN, e uma camada externa de TiN. A
geometria foi triangular negativa e possuia furo para a fixação da mesma no
porta-ferramenta; trata-se da pastilha com código ISO TNMA 160412, com
as dimensões descritas na Figura 17. Segundo informações do fabricante, o
substrato da ferramenta suporta altas temperaturas sem se deformar,
fazendo com que a classe proporcione bons resultados a altas velocidades,
do acabamento ao desbaste de ferros fundidos. Foi utilizado um porta-
ferramenta convencional para torneamento externo com ângulo de posição
da aresta de corte de 91
0
, com fixação da pastilha por alavanca e de seção
transversal de 25mm x 25 mm; trata-se de um modelo Coroturn RC para
torneamento longitudinal com código ISO PTGNR 2525M16 - Kr91
0
. Os
ensaios de usinagem foram feitos sem o uso de fluido de corte e utilizando
um torno convencional da marca ROMI, modelo S-30
15
.
Figura 17 - Representação esquemática das dimensões da pastilha empregada nos
ensaios de torneamento preliminares. (R
e
= 1,2 mm; M = 16 mm; S = 4 mm)
14
O ferramental empregado nos ensaios preliminares foi cedido pela empresa
Sandvik do Brasil S/A.
15
A operações de torneamento para preparação dos corpos-de-prova e para os
ensaios de usinagem, foram feitos com equipamentos do Dpto de Engenharia
Mecatrônica e de Sistemas Mecânicos (PMR–EPUSP).
44
4.2 PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL
4.2.1 Ensaios de usinagem
Após a preparação do corpo-de-prova, as operações de torneamento
foram executadas de acordo com as condições de usinagem mostradas na
Tabela 8
16
e usando, para todos os ensaios, uma profundidade de corte (a
p
)
de 0,3 mm. Foram feitos ensaios nos dois diâmetros diferentes na mesma
peça, 140 mm e 90 mm, segundo o apresentado no Item 4.1.2. A usinagem
em dois diâmetros foi justificada com base no fato de que a microestrutura
dos corpos-de-prova variou significativamente em função do diâmetro.
Tabela 8 - Parâmetros de corte utilizados
Diâmetro usinado
(mm)
Velocidade de corte, Vc
(m/min)
Avanço, f
(mm/rev)
80 0,1
60 0,1
90
80 0,2
80 0,1
60 0,1
140
80 0,2
4.2.2 Avaliação das propriedades do material usinado
4.2.2.1 Análise de dureza
Após os ensaios de usinagem, foram realizados cortes na seção
transversal dos corpos-de-prova
17
e foi levantado o perfil de durezas nos
diâmetros de 50 mm, 90 mm e 140 mm, no durômetro universal para
16
Foi realizado um único ensaio para cada condição apresentada na Tabela 9. Os
ensaios finais foram realizados baseados num planejamento estatístico mais
completo
17
Os equipamentos utilizados para corte, embutimento, lixamento convencional,
polimento convencional e obtenção das microfotografias estão localizados no
Laboratório de Fenômenos de Superfície – Dpto. de Engenharia Mecânica (LFS–
PME–EPUSP).
45
durezas Brinell, Rockwell B/C, marca Panambra modelo Testor-Sussen
18
.
Os valores de dureza representaram uma média de 20 determinações em
cada condição ensaiada, realizando a avaliação da dureza usando
penetrador esférico de 2,5 mm de diâmetro, com pré-carga de 10 Kg e força
de teste de 1875 N. A microdureza dos microconstituintes foi determinada
por meio de um microdurômetro convencional Vickers - Micromet 2103
19
,
que dispõe de um conjunto de lentes que permite aumento de até 1000
vezes. Para a avaliação microdureza, a carga utilizada foi de 0,5 N.
4.2.2.2 Análise microestrutural
A microestrutura foi caracterizada qualitativamente por meio de
microscopia óptica (MO) e eletrônica de varredura (MEV) e
quantitativamente empregando analisador de imagens.
Após o corte das amostras, foi feita a preparação metalográfica por
métodos convencionais; realizando o lixamento até a lixa com grana 1000 e
o polimento em suspensão de diamante até 1 µm. Posteriormente, foi
determinada a fração volumétrica da grafita, obtendo as imagens das
amostras no microscópio óptico Olympus BX60M
20
com módulo de
aquisição de imagens. Mediante o uso da metalografia quantitativa por
análise de imagem digitalizada no programa QWIN do analisador de
imagens LEICA, foi quantificada a fração volumétrica da grafita usando um
aumento de 1000X e 50 campos para cada medição.
Para avaliar a fração volumétrica dos carbonetos, as amostras foram
atacadas realizando imersões durante 50 segundos no reagente nital 3%,
para revelar os carbonetos na microestrutura. Após a imersão no reagente,
foram realizadas lavagens com água e álcool. As lavagens com álcool foram
assistidas por ultrassom. Foi quantificada a fração volumétrica de
carbonetos empregando um procedimento similar ao descrito anteriormente
18
Equipamento localizado no Laboratório de Caracterização Microestrutural – Dpto.
de Engenharia Metalúrgica e de Materiais (LCT–PMT–EPUSP).
19
Equipamento localizado no Laboratório de Fenômenos de Superfície – Dpto. de
Engenharia Mecânica (LFS–PME–EPUSP).
20
Equipamento localizado no Laboratório de Fenômenos de Superfície – Dpto. de
Engenharia Mecânica (LFS–PME–EPUSP).
46
para a grafita, igualmente com aumento de 1000X e 50 campos para cada
medição. Características qualitativas particulares da microestrutura foram
avaliadas em Microscópio Eletrônico de Varredura modelo Philips XL – 30 e
microssonda EDAX para análise espectrométrica de Raios X com detector
de elementos leves
21
.
4.2.3 Análise da topografia da peça usinada
Após os ensaios de usinagem, as características qualitativas
tridimensionais da topografia das superfícies dos corpos-de-prova foram
observadas mediante a utilização do microscópio eletrônico de varredura, e
de microscópio estereoscópio modelo SNV8000
22
de fabricação Nikon,
acoplado a um módulo de aquisição de imagens. Para cada condição
usinada foram registradas imagens a 100X, 200X, 500X e 1000X de
aumento, na tentativa de observar e identificar os mecanismos gerados na
superfície usinada.
4.2.3.1 Textura da superfície
Nos ensaios preliminares, os elementos que descrevem a textura da
superfície estão baseados no cálculo da rugosidade a partir do perfil efetivo
bidimensional, obtido mediante rugosímetro por apalpador. Nessa avaliação
não é considerado o perfil de ondulação
23
da superfície usinada, que é
removido do perfil efetivo.
4.2.3.1.1 Rugosidade
As medidas de rugosidade foram feitas em rugosímetro Surfcorder
SE1700a de fabricação Kosaka Lab
24
, acoplado a um microcomputador
mediante a interface de transmissão para coleta de dados RS232. Os
parâmetros analisados foram a rugosidade média (Ra), a raiz media
21
Equipamento localizado no Laboratório de Microscopia Eletrônica e Microanálise
– Dpto. de Engenharia Metalúrgica e de Materiais (LAVMEV– PMT– EPUSP).
22
Equipamento localizado no Laboratório de Fenômenos de Superfície – Dpto. de
Engenharia Mecânica (LFS–PME–EPUSP).
23
A ondulação não é avaliada, mas, lembra-se a importância de se avaliar nas
aplicações onde o contato entre superfícies é fundamental [23] (Ver Item 2.1.1.1.2).
24
Equipamento localizado no Laboratório de Fenômenos de Superfície – Dpto. de
Engenharia Mecânica (LFS–PME–EPUSP).
47
quadrática da rugosidade (Rq) e a altura de vale mais profundo do perfil
(Rv). O comprimento total de avaliação da rugosidade (lm) corresponde a 5
vezes o comprimento de amostragem da rugosidade “Cut-off” (λc), segundo o
recomendado pela norma ASME B46.1-1996 [1996]. Por essa norma, a
distância percorrida pelo apalpador deverá ser igual a 5 vezes o “Cut-off”
(λc) mais as distâncias (lv e lm) para atingir a velocidade de medição e para
a parada do apalpador, respectivamente. Na Tabela 9 é apresentada a
relação entre o comprimento de medição (lm) e o comprimento de
amostragem “Cut-off”.
Tabela 9 - Relação entre o “Cut-off” e comprimento de medição [ASME, 1996]
“Cut-off” (lc)
(mm)
Comprimento de medição (lm)
(mm)
0,08 0,48
0,25 1,50
0,8 4,80
2,50 15,00
8,0 48,00
Os valores da rugosidade foram obtidos calculando-se o valor médio
de cinco medições feitas na direção de avanço da ferramenta de corte, como
indicado na Figura 18.
Figura 18 - Esquema representativo da direção de avaliação da rugosidade, feita na
direção de avanço da ferramenta de corte
avanço
48
4.2.4 Análise da sub-superfície da peça usinada.
A caracterização das mudanças na sub-superfície das amostras
usinadas, decorrentes do processo de usinagem, foi realizada mediante a
avaliação metalográfica da seção transversal. O plano de corte para a
avaliação da seção transversal foi paralelo à direção de avanço da
ferramenta de corte, como apresentado na Figura 19.
Figura 19 - Esquema representativo do plano de avaliação da metalografia da seção
transversal
Para retirar as amostras para a análise da peça usinada, empregou-
se um disco diamantado acoplado a uma cortadora de precisão ISOMET
25
,
objetivando assim, reduzir alterações microestruturais induzidas como
conseqüência do processo de corte. Usaram-se condições de corte
moderadas e garantiu-se fluxo contínuo de fluido refrigerante na região de
corte. Após o corte, a foi realizada a preparação metalográfica.
Uma vez efetuada a preparação metalográfica, a microestrutura foi
revelada mediante ataque leve com reagente nital 1%, realizando a imersão
da amostra durante um tempo de 3 segundos. As imagens da sub-superfície
das amostras foram registradas no microscópio óptico e microscópio
eletrônico de varredura. No microscópio eletrônico de varredura utilizou-se
tanto a técnica de elétrons retro-espalhados, como elétrons secundários.
25
Equipamento localizado no Laboratório de Fenômenos de Superfície – Dpto. de
Engenharia Mecânica (LFS–PME–EPUSP).
49
4.3 Resultados e discussão
4.3.1 Avaliação das propriedades do material usinado
4.3.1.1 Caracterização microestrutural qualitativa
Na Figura 20, apresenta-se a microestrutura do ferro fundido
nodular com carbonetos, obtida no microscópio eletrônico de varredura. A
microestrutura dessa liga é composta basicamente de uma matriz perlítica,
grafita nodular e carbonetos eutéticos. A seguir, será apresentada a série de
resultados obtidos de maneira preliminar antes de realizar a série de
ensaios definitivos.
Figura 20 - MEV do ferro fundido mesclado com grafita nodular. Nota-se os
diferentes microconstituintes (grafita nodular, carbonetos eutéticos e matriz
perlítica). Aumento de 100X. Analise de elétrons retro-espalhados. Sem ataque
4.3.1.2 Caracterização microestrutural quantitativa e análise da
dureza do material
Devido às diferenças nas taxas de resfriamento nos diâmetros das
peças fundidas, a nucleação e crescimento dos micro-constituintes foram
também diferentes. Na Figura 21, apresenta-se a dureza medida nos
diferentes diâmetros, juntamente com a fração volumétrica dos micro-
constituintes. Ensaios de microdureza foram realizados na matriz metálica,
e a dureza média correspondeu a 309±15 HV
50gf
. Devido à pouca variação
50
na dureza da matriz quando avaliada em diferentes diâmetros, a mesma foi
considerada constante em toda a peça.
Pode-se observar na Figura 21 que as propriedades do ferro fundido
nodular com carbonetos, e mais especificamente a dureza avaliada com
penetrador Brinell, não são constantes em toda a peça. Além disso, como
previsto, há uma dependência entre diâmetro e a fração volumétrica de
grafita e carbonetos.
Figura 21 - Variação da dureza e da fração volumétrica dos microconstituintes em
diferentes diâmetros da peça
26
. Para as condições estudadas, a macrodureza
apresentou uma dependência lineal com a fração volumétrica dos
microconstituintes
A maior diferença na dureza da peça encontra-se entre os diâmetros
90 mm e 140 mm. Sendo assim, as superfícies serão estudadas nesses
diâmetros nos ensaios preliminares. As diferenças na fração volumétrica
dos microconstituintes podem ter influência na qualidade superficial, o que
será mostrado mais à frente, quando será apresentada uma comparação da
rugosidade e imagens das diferentes superfícies usinadas.
26
Empregou-se penetrador esférico para o ensaio da dureza Brinell segundo
procedimento apresentado no Item 4.2.21.
51
4.3.2 Análise da topografia e da textura da superfície.
Um conjunto de imagens das superfícies usinadas é apresentado nas
Figura 22 a Figura 27, nas quais podem-se observar os diferentes aspectos
da superfície. Observa-se que as marcas da ferramenta das superfícies
apresentam padrões unidirecionais de orientação perpendicular ao plano de
vista, padrão característico do processo de torneamento [Ver Figura 7]. As
falhas da superfície topográfica das imagens obtidas por microscópio
estereoscópio são destacas mediante o emprego de círculos brancos nas
figuras respectivas.
Figura 22 - Imagem da superfície usinada obtida por microscópio estereoscópio
acoplada ao modulo de aquisição de imagem LEICA no diâmetro de 90 mm após o
ensaio de usinagem com Vc = 80 m/min e f = 0,1 mm/rot.
52
Figura 23 - Imagem da superfície usinada obtida por microscópio estereoscópio
acoplada ao modulo de aquisição de imagem LEICA no diâmetro de 90 mm após o
ensaio de usinagem com Vc = 60 m/min e f = 0,1 mm/rot.
Figura 24 - Imagem da superfície usinada obtida por microscópio estereoscópio
acoplada ao modulo de aquisição de imagem LEICA no diâmetro de 90 mm após o
ensaio de usinagem com Vc = 80 m/min e f = 0,2 mm/rot.
53
Figura 25 - Imagem da superfície usinada obtida por microscópio estereoscópio
acoplada ao modulo de aquisição de imagem LEICA no diâmetro de 140 mm após o
ensaio de usinagem com Vc = 80 m/min e f = 0,1 mm/rot.
Figura 26 - Imagem da superfície usinada obtida por microscópio estereoscópio
acoplada ao modulo de aquisição de imagem LEICA no diâmetro de 140 mm após o
ensaio de usinagem com Vc = 60 m/min e f = 0,1 mm/rot.
54
Figura 27 - Imagem da superfície usinada obtida por microscópio estereoscópio
acoplada ao modulo de aquisição de imagem LEICA no diâmetro de 140 mm após o
ensaio de usinagem com Vc = 80 m/min e f = 0,2 mm/rot.
As Figura 22, Figura 23 e Figura 24 apresentam as imagens das
superfícies geradas no diâmetro de 90 mm com as diferentes condições de
usinagem apresentadas na Tabela 10, na qual igualmente mostram-se os
valores médios dos parâmetros Ra, Rq e Rv das superfícies, para cada uma
das diferentes condições de corte estudadas durante os ensaios
preliminares. Nas Figura 22 a Figura 24, observam-se repetidas falhas e
danos na superfície
27
(crateras, trincas, sulcos e deformação plástica, entre
outros), conforme indicado pelos círculos. Nas condições apresentadas na
Figura 23 se tem a superfície mais prejudicada pela usinagem e com o pior
acabamento, fato que é ratificado com maiores valores de Ra e Rv. Na
Figura 24 é apresentada a imagem da superfície menos deteriorada, que
corresponde ao menor Rv, porém com valores maiores de Ra e Rq em
relação à Figura 22. Estes resultados estão condizentes com a teoria, ou
seja, maiores avanços geram maiores rugosidades médias [Shaw, 1984]. Na
Figura 22 apresenta-se a condição da superfície onde se têm os menores
valores de Ra e Rq, mas isso não implica que seja esta a superfície menos
deteriorada.
27
Os defeitos apresentados na superfície topográfica tridimensional das peças
usinadas serão melhor detalhados mais adiante neste item; abordagem que se
baseará na análise de imagens obtidas por microscopia eletrônica de varredura.
55
Tabela 10 - Valores dos parâmetros de rugosidade das amostras, obtidos pela
media de cinco medições para cada condição
Diâmetro
(mm)
Vc
(m/min)
f
(mm/rot)
Ra
(µ
µµ
µm)
Rq
(µ
µµ
µm)
Rv
(µ
µµ
µm)
80 0,1
0,90 ±
0,066
1,37 ± 0,016 8,27 ± 1,570
60 0,1
2,19 ±
0,155
2,73 ± 0,195 12 ± 1,080
90
80 0,2
1,67 ±
0,064
2,06 ± 0,093 6,77 ± 0,872
80 0,1
1,29 ±
0,132
1,78 ± 0,248 8,86 ± 2,043
60 0,1
1,48 ±
0,099
1,98 ± 0,148 8,56 ± 1,120
140
80 0,2
1,28 ±
0,070
1,80 ± 0,131 8,75 ± 1,488
Nas Figura 28 a Figura 30, apresentam-se os perfis de rugosidade
para as condições ensaiadas no diâmetro de 90 mm.
Figura 28 - Perfil de rugosidade da superfície do corpo-de-prova no diâmetro de 90
mm após o ensaio de usinagem com velocidade de corte (Vc) de 80 m/min, e avanço
(f) de 0,1 mm/rot. A topografia da superfície é apresentada na Figura 22
56
Figura 29 - Perfil de rugosidade da superfície do corpo-de-prova no diâmetro de 90
mm após o ensaio de usinagem com velocidade de corte Vc de 60 m/min, e avanço
f de 0,1 mm/rot. A topografia da superfície é apresentada na Figura 23.
Figura 30 - Perfil de rugosidade da superfície do corpo-de-prova no diâmetro de 90
mm após o ensaio de usinagem com velocidade de corte Vc de 80 m/min, e avanço
f de 0,2 mm/rot. A topografia da superfície é apresentada na Figura 24.
Observa-se que as alturas dos picos e profundidade dos vales
apresentados no perfil da Figura 28 são os menores do conjunto de perfis
de rugosidade para as superfícies usinadas no diâmetro de 90 mm (Figura
28 a Figura 30). Igualmente, segundo apresentado na Tabela 10, é para
57
essa condição (Figura 22) que tem o menor valor de Ra para o conjunto de
topografias apresentadas. O perfil de rugosidade mostrado na Figura 29
corresponde à topografia da superfície apresentada na Figura 23. Para esta
condição, tem-se a maior combinação de dano e rugosidade de todas as
condições ensaiadas, e pode-se observar que o tamanho das crateras é o
maior com relação às outras superfícies. Se a profundidade [de 12 µm a 15
µm
28
] e comprimento (de 200 µm a 250 µm
29
] dos vales observados no perfil
de rugosidade apresentado na Figura 29 forem associados às dimensões
das crateras observadas na superfície da Figura 23
30
, é possível que a
presença destas crateras também possuam alguma relação com tamanho
dos microconstituintes do material; o que poderá ser observado ao se
realizar as análises da sub-superfície no Item 4.3.4. Contudo, o perfil de
rugosidade para esta condição é o que mais tende a descrever uma senoidal
simples, o que fica explicado pelo mais baixo valor da relação Rq/Ra,
indicativo de valor de Rq mais próximo de Ra. No perfil de rugosidade
apresentado na Figura 30 observam-se vales de menor profundidade e
menor rugosidade do que os apresentados no perfil da Figura 29, mas
observa-se maior rugosidade do que na Figura 28.
Retomando as Figura 25, Figura 26 e Figura 27, e lembrando que
estas apresentam o resultado da análise das superfícies usinadas no
diâmetro de 140 mm, observa-se que a qualidade das superfícies neste
diâmetro não apresentam muita diferença. Isto pode ser conferido ao
observar os valores médios de rugosidade contidos na Tabela 10, que são
quase os mesmos para as três condições estudadas.
Os perfis de rugosidade para as condições de usinagem são
apresentados nas Figura 31 a Figura 33 e seria de esperar que os mesmos
não apresentassem muitas diferenças.
28
Ver o valor do Rv na Figura 29.
29
Ver os valor aproximado do comprimento dos vales na superfície da Figura 29,
ressaltadas no perfil pelas linhas tracejadas.
30
Ver a dimensão aproximada das crateras na topografia apresentada na Figura
23, ressaltadas da superfície pelos círculos brancos.
58
Figura 31 - Perfil de rugosidade da superfície do corpo-de-prova no diâmetro de
140 mm após o ensaio de usinagem com velocidade de corte Vc de 80 m/min, e
avanço f de 0,1 mm/rot. A topografia da superfície é apresentada na Figura 25
Figura 32 - Perfil de rugosidade da superfície do corpo-de-prova no diâmetro de
140 mm após o ensaio de usinagem com velocidade de corte Vc de 60 m/min, e
avanço f de 0,1 mm/rot. A topografia da superfície é apresentada na Figura 26
59
Figura 33 - Perfil de rugosidade da superfície do corpo-de-prova no diâmetro de
140 mm após o ensaio de usinagem com velocidade de corte Vc de 80 m/min, e
avanço f de 0,2 mm/rot. A topografia da superfície é apresentada na Figura 27
Em termos gerais, para os três perfis de rugosidade apresentados nas
Figura 31 a Figura 33 a profundidade dos vales mais profundos (Rv)
oscilam na faixa entre 9,8 µm e 10 µm. Igualmente, nas figuras
mencionadas acima observa-se que a altura do pico mais alto (Rp) nos
perfis de rugosidade apresenta pouca variação. Porém, a distância entre o
pico mais alto e o vale mais profundo (Rt)
31
permanece constante no
diâmetro de 140 mm, para os diferentes parâmetros de corte. O aspecto do
perfil de rugosidade quanto à altura de picos e profundidade de vales
apresenta pouca diferença de uma condição para outra, o que corrobora o
observado na topografia das superfícies estudadas acima.
Ao avaliar a rugosidade da peça após ser usinada com os mesmos
parâmetros de corte, mas considerando-se as variações devidas às
diferenças nas propriedades do material ao longo do diâmetro (Figura 34 (a),
(b) e (c)), pode-se observar que a rugosidade apresenta mudanças na
maioria dos casos, o que reforça ainda mais a hipótese de que as diferenças
microestruturais nos diferentes diâmetros da peça afetam a rugosidade e o
acabamento do material. Este fato, evidenciado nos testes preliminares,
31
As definições dos parâmetros de rugosidade Rt, Rp e Rv são abordados no Anexo
2
60
será abordado no Item 4.3.3. Igualmente, o efeito que a microestrutura
produz na topografia da superfície será melhor investigado nos ensaios
finais, realizando um número maior de repetições e reforçando a análise
mediante técnicas estatísticas.
Figura 34 - Influência do diâmetro da peça usinada na rugosidade
4.3.3 Influência dos parâmetros de operação e níveis do processo
Foi estudada a influência dos parâmetros de corte na topografia da
superfície para tentar isolar o efeito que produz a heterogeneidade
microestrutural do material na superfície da peça usinada.
4.3.3.1 Influência do avanço na rugosidade
Segundo a literatura, a rugosidade média teórica (Rth) varia de forma
diretamente proporcional ao quadrado do avanço (f) e inversamente
proporcional ao raio de ponta da ferramenta (R
e
) [Shaw, 1984]. Segundo
Shaw (1984), quando o raio de ponta da ferramenta é grande com relação
ao avanço, a superfície é gerada somente pelo raio de ponta, e o calculo da
rugosidade teórica pode ser realizado como apresentado na Equação 2:
61
Re
8
f
Rth
2
= Equação 2
O cálculo da rugosidade teórica para as superfícies geradas com os
parâmetros de corte apresentados na Tabela 10 pode ser realizado baseado
na equação apresentada por Shaw [1984]
32
, e os valores são apresentados
na Tabela 11.
Tabela 11 - Valores da rugosidade media teórica das amostras para o caso em que
o raio de ponta da ferramenta é grande com relação o avanço [Shaw, 1984).
Raio de ponta,
Re (mm)
Avanço, f
(mm/rev)
Rugosidade média teórica,
Rth (µ
µµ
µm)
0,1 1,041
1,2
0,2 4,166
No intervalo investigado, as influências do avanço no Ra, Rq e Rv não
foram muito significativas quando a peça foi usinada no diâmetro de 140
mm. Por outro lado, no diâmetro de 90 mm observou-se uma variação
considerável, como conseqüência das mudanças dos parâmetros,
especialmente no Rv, quando se variou o avanço. Os parâmetros de
rugosidade [Ra e Rq] avaliados no diâmetro de 90 mm acompanham o
aumento da rugosidade teórica [Rth] quando aumentado o avanço e
mantendo constates os demais parâmetros de corte. Já para o diâmetro de
140 mm, o comportamento dos parâmetros de rugosidade [Ra, Rq e Rv]
quando aumentado o avanço, não acompanharam o observado para o
diâmetro de 90 mm, quando comparados com a rugosidade média teórica
[Rth]. Este comportamento pode sugerir que existe influência da
microestrutura na rugosidade quando avaliada no diâmetro de 140 mm .
Na Figura 35 (a) (diâmetro de 90 mm) pode-se observar que quando o
avanço é aumentado, os parâmetros de rugosidade Ra, Rq aumentam,
enquanto o Rv diminui. Na Figura 35 (b) (diâmetro de 140 mm) a variação
nos parâmetros é pequena de uma condição para a outra. Isso mostra que a
32
Lembra-se que o raio de ponta da pastilha empregado é grande (1,2 mm) quando
comparado com os avanços utilizados [0,1 mm/rot e 0,2 mm/rot)
62
microestrutura do material da peça teve uma influência tão grande ou
maior do que o avanço, na rugosidade. Nota-se na Figura 35 (a) e (b) que os
valores de Ra e Rq apresentam-se muito parecidos para os dois diâmetros,
mas o parâmetro Rq mostrou-se maior quando o maior avanço foi utilizado.
Maiores avanços implicam em condições mais severas de corte, que
provavelmente removem carbonetos inteiros da peça e/ou destacam os
nódulos de grafita.
Figura 35 - Influencia do avanço na rugosidade
4.3.3.2 Influencia da velocidade de corte na rugosidade
Em geral, espera-se que um aumento na velocidade de corte leve a
uma diminuição da rugosidade [Shaw, 1984]. No intervalo estudado, a
Figura 36 mostra que, para o diâmetro de 90 mm, o aumento da velocidade
de corte gerou uma queda considerável na rugosidade. Cabe lembrar que
esse diâmetro apresenta uma maior quantidade de grafita e menor de
carbonetos. No diâmetro de 140 mm os parâmetros permaneceram
praticamente inalterados.
Figura 36 - Influencia da velocidade de corte na rugosidade Influencia da
velocidade de corte na rugosidade
63
4.3.4 Análise da Sub-superfície
4.3.4.1 Análise do nível de usinagem severo na qualidade da
superfície, e os seus efeitos na sub-superfície
A combinação de parâmetros apresentados na Tabela 10 gerou
diferentes efeitos na superfície usinada, especialmente quando usinou-se no
diâmetro de 90 mm. A condição na qual a superfície ficou mais prejudicada
pela usinagem é aquela onde se geraram mais danos, e corresponde à
condição apresentada na Figura 23. Segundo Griffiths [2001], os processos
de fabricação podem produzir mudanças nas propriedades da sub-
superfície do material, as quais geralmente acompanham os padrões de
textura e topografia na superfície. Levando em conta a consideração
anterior, poderia-se esperar que na peça que apresenta a superfície mais
prejudicada pela usinagem aconteçam algumas alterações sub-superficiais.
Porém, antes de proceder uma análise mais detalha da sub-superfície, será
feita uma melhor descrição dos fenômenos que aconteceram na superfície
usinada.
A Figura 37 apresenta uma imagem obtida no MEV, na qual se
mostram alguns aspectos da superfície, que não foram possíveis de se
observar na Figura 23; imagem obtida no microscópio estereoscópio
acoplado ao módulo de aquisição de imagens.
Figura 37 - MEV da superfície do corpo-de-prova no diâmetro de 90 mm após o
ensaio de usinagem com Vc = 60 m/min, f = 0,1 mm/rot. Observa-se crateras,
dobramentos, rebarbas e outras irregularidades. Aumento de 50X. Analise de
elétrons secundários
64
Na Figura 37, observa-se que a superfície usinada em geral
apresenta diversas irregularidades, que basicamente se resumem em
crateras, dobramentos e amassamentos de material. Para a geração da
superfície apresentada na Figura 37 foi empregada uma baixa combinação
de avanço [0,1 mm/rot] e velocidade de corte [60 m/min] e, lembrando que
a ferramenta de corte possui um elevado raio de ponta que favorece o
aumento das forças efetivas de corte na superfície usinada, considera-se
possível o surgimento de aresta postiça de corte (APC) [Shaw, 1984]. Um
outro mecanismo presente nas superfícies, favorecido pela combinação de
baixo raio de ponta e baixa velocidade de corte, é o denominado fluxo lateral
[“side flow”] (Shaw, 1984; Kishawy e Elbestawy, 1998]. Durante o corte com
uma ferramenta tendo um raio de ponta grande, uma grande parcela do
cavaco pode conter uma espessura menor do que a espessura mínima de
cavaco. Adicionalmente, como mencionado acima, aumentando o raio de
ponta da ferramenta tem-se um efeito direto nas forças de corte, o qual leva
a um significativo aumento no efeito de sulcamento na região de corte.
Aumentando o efeito de sulcamento se induz mais fluxo de material nas
bordas na superfície usinada. A área ressaltada pelo círculo preto será
melhor detalhada na seqüência de imagens das Figura 38 a Figura 39.
Figura 38 - MEV da superfície do corpo-de-prova no diâmetro de 90 mm após o
ensaio de usinagem com Vc = 60 m/min, f = 0,1 mm/rot. Além das irregularidades
identificadas na Figura 37, observa-se trincamento em diferentes regiões. Aumento
de 250X. Análise de elétrons retro-espalhados
65
Figura 39 - MEV da superfície do corpo-de-prova no diâmetro de 90 mm após o
ensaio de usinagem com Vc = 60 m/min, f = 0,1 mm/rot. Observa-se grafita
exposta no interior da cratera de maior tamanho. Aumento de 500X. Análise de
elétrons secundários
Observa-se na Figura 38 que ao usar-se elétrons retro-espalhados é
possível observar algumas trincas superficiais, as quais podem surgir pelas
elevadas taxas de deformação plástica do material usinado. Na Figura 39, a
área ressaltada com um círculo preto de menor tamanho contém
superposição de material deformado plasticamente durante a usinagem. O
círculo maior apresenta uma região onde material deformado plasticamente
recobre uma cratera na superfície, deixada possivelmente pelo
destacamento de parte de um nódulo de grafita
33
, o qual é parcialmente
observado no fundo da cratera.
Espera-se que as propriedades das regiões sub-superficiais
apresentem características internas, ou “Zonas de material afetadas -
ZAMs” [Griffiths, 2001], que acompanhem os fenômenos observados na
superfície do material. A seguir será apresentada uma série de imagens (da
Figura 40 até a Figura 45) da seção transversal da sub-superfície da peça
usinada nas condições expostas na Figura 23, que, como observado na
análise da topografia, foi a condição na qual a qualidade superficial ficou
mais comprometida.
33
Realizou-se analise química qualitativa mediante emprego de EDS.
66
Figura 40 - MEV da seção transversal do corpo-de-prova no diâmetro de 90 mm
após o ensaio de usinagem com Vc = 60 m/min, f = 0,1 mm/rot. Observa-se
carboneto eutético na borda da superfície usinada, trincado como resultado da
usinagem. Aumento de 1000X. Análise de elétrons retro-espalhados. Ataque com
nital 3%
Figura 41 - MEV da seção transversal do corpo-de-prova no diâmetro de 90 mm
após o ensaio de usinagem com Vc = 60 m/min, f = 0,1 mm/rot. Observa-se
carboneto eutético na borda da superfície usinada, trincado como resultado da
usinagem. Aumento de 3500X. Análise de elétrons retro-espalhados. Ataque com
Nital 3%
Na Figura 40, observa-se que, para as condições de ensaio utilizadas,
ocorreu trincamento na superfície da peça usinada; trincamento localizado
no carboneto eutético. Este fenômeno encontra-se presente igualmente ao
longo dos carbonetos na sub-superfície, a uma profundidade aproximada de
125 µm. Na Figura 41, observa-se detalhamento do aspecto superficial e
67
sub-superficial do carboneto trincado. Trata-se da área assinalada pelo
círculo branco da Figura 40. O trincamento de carbonetos durante a
usinagem é um aspecto característico dos ferros fundidos brancos, o qual
compromete a sua usinabilidade [Shaw, 1984]. Os carbonetos apresentam
uma combinação de dureza elevada e pouca capacidade de suportar altas
tensões de cisalhamento, tensões que são próprias do processo de
torneamento.
A seguir apresenta-se uma seqüência de imagens (Figura 42 a Figura
45) onde se observam as particularidades da superfície e sub-superfície
associadas à presença da grafita na microestrutura e da matriz metálica.
Figura 42 - MEV da seção transversal do corpo-de-prova no diâmetro de 90 mm
após o ensaio de usinagem com Vc = 60 m/min, f = 0,1 mm/rot. Observa-se nódulo
de grafita na borda da superfície usinada, recoberto pela matriz metálica como
resultado da usinagem. Aumento de 800X. Análise de elétrons retro-espalhados.
Ataque com Nital 3%
Na Figura 42, observa-se um nódulo de grafita recoberto por uma
camada de matriz metálica, a qual foi deformada plasticamente pelo
processo de corte. Uma trinca sub-superficial na dobra de matriz metálica,
e que recobre o nódulo de grafita, é ressaltada pelo círculo preto na Figura
42. A Figura 43 apresenta um nódulo de grafita destacado da superfície da
peça usinada, como resultado do processo de usinagem. A grafita nodular,
segundo o exposto na literatura, produz interrupções na matriz metálica, o
que tem efeito de quebra-cavaco durante a usinagem [Griffiths, 2001],
68
facilitando, assim, o processo de corte do material da matriz metálica e o
desprendimento de cavacos curtos na região de corte.
Figura 43 - MEV da seção transversal do corpo-de-prova no diâmetro de 90 mm
após o ensaio de usinagem com Vc = 60 m/min, f = 0,1 mm/rot. Observa-se nódulo
de grafita destacado na borda da superfície usinada, como resultado da usinagem.
Aumento de 1500X. Análise de elétrons retro-espalhados. Ataque com Nital 3%
Devido à elevada intensidade do nível de energia termo-mecânica
envolvida no processo de remoção de material na condição estudada acima
(Figura 23), foram induzidas algumas alterações microestruturais na matriz
metálica. Essas alterações serão apresentadas e discutidas nas Figura 44 e
Figura 45.
Na Figura 44, observa-se que ocorrem mudanças microestruturais na
borda da superfície usinada; mudanças que ficaram definidas pelas
diferenças de cor ao ser realizado o ataque com reagente nital 3%.
Similarmente, a técnica de MEV por elétrons retro-espalhados permite
identificar as regiões com diferente composição química num material.
Segundo o exposto na literatura [Griffiths, 2001], é possível que a ZAM na
sub-superfície possa ser relacionada à geração de “camada branca”, como
resultado da severidade do processo de corte. Na Figura 45, observa-se uma
possível “camada branca” da ordem de 5 µm, que, segundo a literatura
[Machinability Data Center, 1980; Chou e Evans, 1999; Griffiths, 2001;
Bosheh e Mativenga, 2005], ocorre com freqüência nos processos de
remoção de material. Ainda na Figura 45, a intensidade do processo gerou
69
deformação plástica na sub-superfície na direção da velocidade efetiva de
avanço, a qual ficou evidenciada pela orientação dos grãos da matriz
metálica na direção de avanço da ferramenta, a uma profundidade de
aproximadamente 10 µm. A formação de deformação plástica na direção da
velocidade de corte deve ser bem maior que a observada para a direção de
avanço [de 200 µm a 250 µm] [Griffiths, 2001].
Figura 44 - MEV da seção transversal do corpo-de-prova no diâmetro de 90 mm
após o ensaio de usinagem com Vc = 60 m/min, f = 0,1 mm/rot. Observa-se que
ocorreu alteração microestrutural da borda da superfície usinada, como resultado
da usinagem. Aumento de 2500X. Análise de elétrons retro-espalhados. Ataque
com Nital 3%
Figura 45 - MEV da seção transversal do corpo-de-prova no diâmetro de 90 mm
após o ensaio de usinagem com Vc = 60 m/min, f = 0,1 mm/rot. Observa-se
mudanças microestruturais na borda da peça, acompanhada de grãos de perlita
deformados plasticamente na sub-superfície, como resultado da usinagem.
Aumento de 6500X. Análise de elétrons retro-espalhados. Ataque com Nital 3%
70
4.4 Considerações sobre os ensaios preliminares
Através da análise dos resultados dos ensaios preliminares, pode-se
considerar que:
• Segundo o previsto, as superfícies da peça de ferro fundido
nodular com carboneto tiveram diferentes características quando
usinadas com os mesmos parâmetros de corte, mas em diferentes
diâmetros. Isto é decorrente das diferenças microestruturais no
material, e justifica-se um estudo mais detalhado para os ensaios
definitivos.
• Para o diâmetro de 90 mm, a melhor combinação dos parâmetros
de corte foi obtida utilizando-se uma profundidade de corte de 0,3
mm, uma velocidade de corte de 80 m/min, e um avanço de 0,1
mm/rot. Com esses parâmetros obteve-se a rugosidade Ra mais
baixa, combinada com pouco dano superficial e Rv menor.
• Para o diâmetro de 140 mm, a combinação de velocidade de corte
de 80 m/min com avanço de 0,1 ou 0,2 mm/rot pode ser
utilizada. Esta informação indica que a variação do avanço não
apresentou muita influência quando usinou-se esse diâmetro.
• O acabamento superficial foi muito influenciado pela variação da
velocidade de corte. Com uma diminuição na mesma, a superfície
fica com pior acabamento, o que foi refletido por Ra maior. A
qualidade da superfície ficou mais comprometida com a
diminuição na velocidade de corte quando usinou-se o diâmetro
de 90 mm. Esse resultado pode sugerir, novamente, uma
dependência da qualidade de superfície com as heterogeneidades
microestruturais do material (Vide Figura 21). Porém, uma melhor
avaliação das heterogeneidades microestruturais (forma, tamanho
e distribuição) será realizada nos ensaios definitivos.
• Os parâmetros Ra e Rq apresentaram o mesmo comportamento
nas superfícies estudadas e conservaram uma certa
proporcionalidade. Esses resultados indicam que os perfis
apresentam uma forma de onda próxima de um senoidal simples.
O Rv reflete o dano nas superfícies usinadas. Adicionalmente,
mesmo o Ra permitindo ter uma idéia da qualidade da superfície
(acabamento superficial), e contrário ao requerido nos critérios de
avaliação da integridade da superfície (Item 2.2), o uso de
parâmetros de rugosidade mais específicos são necessários para
uma avaliação mais rigorosa dos mecanismos de dano na
superfície. Os ensaios definitivos prosseguirão com a análise de
parâmetros de rugosidade não convencionais.
• No ferro fundido nodular com carboneto, o acabamento superficial
é influenciado tanto pela microestrutura quanto pelos parâmetros
71
de usinagem e a obtenção de um melhor acabamento passa pela
obtenção de uma microestrutura adequada, juntamente com
escolhas apropriadas das condições de usinagem. Portanto, as
variáveis escolhidas e testadas nos ensaios preliminares, além de
satisfazer as duas condições mínimas exigidas pelo critério
mínimo de avaliação da integridade superficial, permitem observar
diferenças de comportamento das superfícies estudadas. Estas
diferenças sugerem diferenças na integridade da superfície.
Finalmente, mostrou-se que os parâmetros utilizados na
realização dos ensaios preliminares poderiam serem utilizados nos
ensaios finais; o que foi feito com um planejamento experimental
mais rigoroso.
72
5 ENSAIOS FINAIS
Considerando os resultados apresentados no Item 4, foi definida uma
série ensaios de usinagem definitivos. Porém, diferentemente do capítulo
anterior, estes ensaios foram realizados empregando um planejamento
estatístico fatorial fracionado [Box, 1978], com 3 repetições para cada
condição ensaiada. Igualmente, foram avaliados os elementos que compõem
o “Conjunto mínimo de dados para avaliar a integridade da superfície”
[Griffiths, 2001], apresentados na Tabela 5 do Item 2.
5.1 Materiais e métodos
5.1.1 Corpos-de-prova
5.1.1.1 Obtenção dos corpos-de-prova
Os corpos-de-prova de ferro fundido nodular com carboneto,
necessários para a realização da totalidade de ensaios do planejamento
experimental, foram obtidos do sobre-metal do pescoço inferior de quatro
cilindros para a laminação de aço, os quais possuíam as mesmas
dimensões e geometria, foram fundidos na mesma corrida e apresentaram a
mesma composição química nominal (Tabela 12). O processo de obtenção
das amostras foi igual ao detalhado no Item 4.1.1.
Tabela 12 - Valor médio da composição química nominal dos corpos-de-prova
%C %Si %Mn %P %S %Cr %Ni %Mo %Mg
3,415±
0,014
0,9975±
0,03
0,425±
0,014
0,685±
0,005
0,0095±
0,00028
0,727±5
0,044
2,8025±
0,0075
0,41 0,05±
0,004
5.1.1.2 Preparação dos corpos-de-prova
O procedimento para preparar as amostras foi igual ao empregado na
realização dos ensaios preliminares (Item 4.1.2.). As dimensões dos corpos-
de-prova para a realização dos ensaios finais estão apresentadas na Figura
46.
73
Figura 46 - Representação esquemática das dimensões dos corpos-de-prova após
pré-usinagem até as dimensões próximas dos ensaios finais
5.2 Procedimento experimental
5.2.1 Ensaios de usinagem
Após a preparação dos corpos-de-prova de ferro fundido nodular com
carboneto até as dimensões descritas no Item 5.1.1.2, os ensaios de
torneamento foram feitos em corpos-de-prova cilíndricos, em dois diâmetros
diferentes na mesma peça, 140 mm e 80 mm. Nos ensaios finais foi usado
outro tipo de pastilha com geometria diferente da geometria das pastilhas
empregadas nos ensaios preliminares. Nos ensaios finais, foram usadas
pastilhas de metal-duro (categoria ISO K15) com revestimento
multicamadas de Al
2
O
3
e TiN, com geometria triangular ISO TPUN
160312
34
. As dimensões das pastilhas estão apresentadas na Figura 47. Foi
utilizado um porta-ferramenta convencional para torneamento externo com
ângulo de posição da aresta de corte de 90
0
, com fixação da pastilha por
alavanca e de seção transversal de 25 mm x 25 mm; trata-se de um modelo
Coroturn RC para torneamento longitudinal com código ISO CTGPR
2525M16 - Kr90
0
. Os ensaios foram feitos sem o uso de fluido de corte e
utilizando um torno convencional da marca ROMI, modelo S-30.
34
As ferramentas de corte para os ensaios finais foram cedidas pela empresa
Kennametal do Brasil.
74
Figura 47 - Representação esquemática das dimensões da pastilha empregada nos
ensaios de torneamento finais. (R
e
= 1,2 mm; M = 16 mm; S = 3 mm)
Os ensaios foram realizados seguindo um planejamento fatorial
fracionário 2
n-1
[Box, 1978] com 3 repetições, onde os níveis pré-
estabelecidos dos fatores estão apresentados na Tabela 12.
Tabela 13 - Matriz do planejamento experimental dos ensaios
Variáveis Independente (Fator)
Nivel inferior Nivel superior
Diâmetros(Ø) 80 mm 140 mm
Avanços (f) 0,1 mm/rev 0,3 mm/rev
Velocidade de corte (Vc) 60 m/min 180 m/min
Prof. De corte (a
p
) 0,2 mm 0,3 mm
Com os dados contidos na Tabela 13, a matriz dos 8 ensaios (4
níveis, 2 condições por cada nível) ficou definida e está apresentada na
Tabela 14. Três repetições foram feitas para cada uma das condições,
totalizando 24 ensaios.
75
Tabela 14 - Matriz do planejamento experimental dos ensaios
Ensaio Ø (mm) f (mm/rev) Vc (m/min) a
p
(mm)
1 80 0,1 60 0,2
2 140 0,1 60 0,3
3 80 0,3 60 0,3
4 140 0,3 60 0,2
5 80 0,1 180 0,3
6 140 0,1 180 0,2
7 80 0,3 180 0,2
8 140 0,3 180 0,3
5.2.2 Avaliação das propriedades do material usinado
5.2.2.1 Análise de dureza
Após os ensaios de usinagem, e mediante o corte das peças com o
uso de disco abrasivo
35
, foram obtidas amostras em cortes transversais ao
longo dos diâmetros dos corpos-de-prova a 80 mm e 140 mm. Nesses
diâmetros, durezas foram medidas utilizado o procedimento documentado
no Item 4.2.2.1.
5.2.2.2 Análise microestrutural
A microestrutura foi caracterizada qualitativamente por meio de
microestrutura óptica (MO) e eletrônica de varredura (MEV); e
quantitativamente empregando analisador de imagens.
A preparação das amostras para análise por microscopia óptica foi
realizada mediante preparação metalográfica com carga controlada
36
. Foi
realizado um lixamento grosseiro com carbeto de silício (SiC) de
35
Os equipamentos utilizados para corte, embutimento, lixamento convencional,
polimento convencional e obtenção das microfotografias estão localizados no
Laboratório de Fenômenos de Superfície – Dpto. de Engenharia Mecânica (LFS–
PME–EPUSP)
36
Os equipamentos utilizados para o lixamento e polimento de amostras com carga
controlada estão localizados na empresa Sultrade, São Paulo, SP.
76
granulometria 320, e operações posteriores até lixamento fino com solução
diamantada de 9 µm. Posteriormente, foi realizada uma etapa de polimento
com solução diamantada de 3 µm, e polimento final com sílica coloidal de
0,25 µm. As características gerais da microestrutura foram reveladas
mediante ataque químico com reativo de Nital 3%.
O procedimento para contagem da fração volumétrica dos
microconstituintes foi igual ao adotado para os ensaios preliminares.
Juntamente com a caracterização dos microconstituintes, pela contagem de
fração volumétrica, foi avaliada a morfologia e tamanho da grafita e dos
carbonetos
37
. Como método de avaliação da morfologia dos
microconstituintes foi usado o fator de forma (F)
38
, o qual é diretamente
proporcional ao quociente entre o comprimento (C) e a largura (L) do
microconstituinte, como apresentado na Equação 2.
L
C
α F Equação 3
O diâmetro equivalente (φ
eq
) foi a ferramenta utilizada para
caracterizar quantitativamente o tamanho, pois esse valor é diretamente
proporcional à área (S) do microconstituinte, como apresentado na Equação
2. Empregou-se um aumento de 100X e 50 campos para cada medição.
φ
eq
α S Equação 4
5.2.3 Análise da topografia da peça usinada
Após os ensaios de usinagem, as características qualitativas
tridimensionais da topografia das superfícies dos corpos-de-prova usinados
foram observadas mediante a utilização de microscópio eletrônico de
varredura. Para cada condição usinada foram obtidas imagens a 100X,
200X e 500X de aumento, na tentativa de observar e identificar os
mecanismos gerados na superfície usinada.
37
Esta metodologia foi adotada por Da Silva e Bocallini [2003] e Bernardes e
Sinatora [2005] na caracterização de carbonetos em ferros fundidos brancos
multicomponentes.
38
O fator de forma (F) e o diâmetro equivalente são ferramentas disponíveis no
software do analisador de imagem, LEICA-QWIN.
77
5.2.3.1 Textura da superfície
Nos ensaios finais os elementos que descrevem a textura da
superfície foram baseados no cálculo da rugosidade a partir do perfil efetivo
bidimensional, obtido mediante rugosímetro por apalpador. Assim como nos
ensaios preliminares, nesta avaliação não foi considerado o perfil de
ondulação
39
da superfície usinada.
5.2.3.1.1 Rugosidade
As medições de rugosidade foram realizadas em todas as superfícies
usinadas, incluindo as repetições. Como recomendado nos ensaios
preliminares, a análise da rugosidade foi baseada na medição de outros
parâmetros de rugosidade, além do Ra, Rq, Rp ou Rv. Esses outros
parâmetros de rugosidade avaliados são o Rz, Rt, Rsk, e o Rku
40
. O
procedimento de medição foi igual ao adotado para a avaliação da
rugosidade nos ensaios preliminares, detalhado no Item 4.2.3.1.1.
5.2.4 Análise da sub-superfície da peça usinada
Como apresentado nos ensaios preliminares, os fenômenos que
ocorreram na superfície da peça usinada geraram modificações na sub-
superfície do material. Para os ensaios finais foi feita a caracterização das
mudanças na sub-superfície para cada condição ensaiada, baseada no
procedimento exposto no Item 4.2.4.
5.3 Resultados e discussão
5.3.1 Avaliação das propriedades do material usinado
5.3.1.1 Caracterização microestrutural qualitativa
Em termos gerais, os microconstituintes que compõem a
microestrutura dos corpos-de-prova utilizados para a realização dos ensaios
finais apresentam as mesmas características que os utilizados durante os
ensaios preliminares; microestrutura apresentada na Figura 14, Item 4. A
39
A ondulação não é avaliada, mas, lembra-se a importância de se avaliar nas
aplicações onde o contato entre superfícies é fundamental [23] (Ver Item 2.1.1.1.2).
40
Os parâmetros de rugosidade Rz, Rt, Rsk, e o Rku são definidos no Anexo 2.
78
microestrutura apresentou heterogeneidades quanto ao tamanho e
distribuição de microconstituintes e era composta de uma matriz perlítica,
grafita nodular e carbonetos eutéticos (M
3
C).
5.3.1.2 Caracterização microestrutural quantitativa e análise da
dureza do material
Os resultados apresentados no Item 4 - Ensaios preliminares
mostraram que a heterogeneidade da microestrutura afetou a dureza do
material e, conseqüentemente, foram induzidos efeitos na integridade da
superfície e da sub-superfície usinada. A Figura 48 apresenta as mudanças
de dureza e fração volumétrica dos microconstituintes das peças ensaiadas
em função do diâmetro dos corpos-de-prova.
Figura 48 - Variação da dureza e da fração volumétrica dos microconstituintes em
diferentes diâmetros da peça
41
. Para as condições estudadas, a dureza brinell
apresentou pouca variação em função da microestrutura
Segundo o observado na Figura 48, o valor médio da dureza
aumentou em função do diâmetro da peça. A peça possui a dureza mais
baixa no diâmetro de 80 mm; o que contrasta com o fato de ser nesse
diâmetro onde se tem a maior fração volumétrica de carbonetos. A fração
volumétrica de grafita apresentou pouca mudança de um diâmetro para
outro. Alvarez e colaboradores [2005] observaram que: (i) a dureza de um
41
Empregou-se penetrador esférico para o ensaio da dureza Brinell segundo
procedimento apresentado no Item 4.2.2.1.
80
140
79
ferro fundido nodular com carbonetos mudou quando avaliada nos
diferentes diâmetros da peça fundida em função da microestrutura e (ii) a
avaliação da fração volumétrica de carbonetos não é suficiente para
entender o efeito que as heterogeneidades dos microconstituintes
desempenham na dureza do material. As colocações de Alvarez e
colaboradores [2005] foram igualmente evidenciadas nos ensaios
preliminares e, portanto, o tamanho e a morfologia dos microconstituintes
foram avaliados em função do diâmetro da peça usinada, na tentativa de
estimar o efeito que produzem na dureza dos corpos-de-prova. A Figura 49
apresenta as mudanças de tamanho e morfologia dos microconstituintes em
função do diâmetro do material.
Figura 49 - Variação do valor médio do tamanho e da morfologia dos
microconstituintes em diferentes diâmetros da peça
42
Na Figura 49, observa-se que o diâmetro equivalente dos
microconstituintes aumentou em função do diâmetro da peça,
principalmente para o caso da grafita. Souza e Castello Branco [1989]
afirmaram que as flutuações do tamanho da grafita no diâmetro da peça
estão associadas à ocorrência de áreas com teor de carbono mais elevado na
42
Empregou-se penetrador esférico para o ensaio da dureza Brinell segundo
procedimento apresentado no Item 4.2.2.1.
80
peça fundida e, com mais freqüência, junto às paredes da mesma. Além
disso, essas diferenças na concentração de carbono podem ter promovido o
crescimento preferencial dos nódulos de grafita na superfície dos corpos-de-
prova. Souza e Castello Branco [1989] apontaram também que, no estudo
da fabricação de peças espessas fabricadas em ferro fundido nodular,
ocorre falta de reprodutibilidade da microestrutura e das propriedades
mecânicas. Conseqüentemente, as diferenças no tamanho dos
microconstituintes podem ter influenciando a dureza do material nos
diferentes diâmetros. Contudo, o efeito que o diâmetro da peça fundida
induz na microestrutura e na dureza dos corpos-de-prova utilizados neste
trabalho não ficou bem claro mediante a análise gráfica apresentada na
Figura 48 e na Figura 49. Como observado por Farias e Tanaka [2004], uma
técnica estatística que permite exprimir quantitativamente o efeito que os
fatores (variáveis independentes) produzem numa determinada resposta, e
as suas interações, é a análise de fatores de um “planejamento fatorial”.
Segundo Farias e Tanaka [2004] citando Box [1978], “ao se aplicar esta
técnica, é possível concluir se a influência de um fator sobre uma resposta
depende ou não do nível do outro”. Os planejamentos fatoriais permitem a
determinação do “efeito principal” e do “efeito das interações” das variáveis
contidas na análise do fenômeno estudado.
A seguir, no Item 5.3.1.2.1 será determinado o “efeito principal” do
diâmetro na fração volumétrica, no tamanho e na morfologia dos
microconstituintes. Posteriormente, no Item 5.3.1.2.2 a mesma análise será
realizada para a dureza.
5.3.1.2.1 Efeito do diâmetro na microestrutura
No Item 5.3.1.2.1.1 serão apresentados somente os efeitos
significativos do diâmetro relacionados com os resultados obtidos mediante
metalografia quantitativa dos carbonetos
43
. Posteriormente, no Item
5.3.1.2.1.2, serão apresentados os efeitos do diâmetro relacionados com os
resultados obtidos mediante metalografia quantitativa de grafita.
43
Os efeitos não significativos contidos nas Tabelas foram calculados, mas, por
motivos da sua irrelevância na discussão não serão apresentados.
81
Conseqüentemente, como variável independente nas análises estatísticas
somente será considerado o efeito do diâmetro.
5.3.1.2.1.1 - Efeito do diâmetro nos carbonetos
Inicialmente será realizado o cálculo do efeito do diâmetro nas
características da fração volumétrica de carbonetos. Para a determinação do
efeito do fator “diâmetro” na resposta “microestrutura”, foram realizados os
experimentos da matriz codificada mostrada na Tabela 15. Nessa matriz, os
códigos +1 e –1 representam os níveis superior e inferior de cada fator a ser
estudado.
Tabela 15 - Matriz de experimentos codificada e resultados obtidos para a fração
volumétrica de carbonetos. As colunas FV_1 , FV_2 e FV_3, informam o valor médio
da fração volumétrica de carbonetos avaliada para cada repetição de ensaio
44
Variável Independente
Codificada
Fração Volumétrica
Ensaio
Ø (mm) FV_1 (%) FV_2 (%) FV_3 (%)
1 -1 9,8 9,923 11,0325
2 +1 11,008 14,52 10,56
3 -1 9,381 10,381 9,104
4 +1 13,321 13,0231 9,354
5 -1 8,35 9,403 8,802
6 +1 13,83 12,035 14,264
7 -1 6,834 11,053 8,351
8 +1 8,561 16,1513 13,321
No Item 2.6 foi apresentada uma breve revisão de métodos existentes
para obter os efeitos dos fatores e avaliar a significância estatística dos
efeitos principais e de interação de variáveis. Na Tabela 16, apresenta-se a
estimativa dos efeitos do diâmetro na fração volumétrica de carboneto,
considerando os níveis codificados desses fatores (Tabela 15).
44
Lembra-se que, segundo o planejamento experimental adotado, foram realizadas
3 repetições para cada combinação de fatores.
82
Tabela 16 - Estimativa dos efeitos e do erro padrão da fração volumétrica de
carbonetos para o planejamento fatorial fracionário 2
4-1
. Intervalo de confiança com
nível de significância de 5%
LIMITE DE
CONFIANÇA
EFEITO
VALOR
ERRO
PADRÃO
ERRO PURO
t(16) p
-95% +95%
Média 10,9318* 0,40474 27,0095 0,00000 10,0738 11,7898
φ
φφ
φ
3,1278* 0,80948 3,8640 0,00137 1,4118 4,8438
Como indicado no Item 2.6, a Tabela 16 foi gerada utilizando o
programa STATÍSTICA. Nessa Tabela apresenta-se o valor calculado para o
estimador p como resposta do teste de hipóteses nula (hipótese de que o
fator não seja significativo). Quando o valor p de um efeito principal ou de
interação é menor ou igual ao nível de significância (α, freqüentemente de
0,05), a hipótese nula é rejeitada, o que significa que o efeito é significativo.
Se o valor de p for maior que α se aceita a hipótese nula, ou seja, o efeito é
não significativo. Da análise dos resultados contidos na Tabela 16, pode-se
inferir que o efeito principal do diâmetro na fração volumétrica de
carbonetos é significativo, ao se observar que o valor do estimador p
(0,00137) é menor que o nível de significância de 0,05% (p 0,00137<0,05).
Igualmente, o valor positivo do efeito principal (φ) (3,1278) indica que houve
um aumento da fração volumétrica de carbonetos conforme o aumento do
diâmetro da peça.
O mesmo procedimento de análise realizado para o Item 5.3.1.2.1.1
foi aplicado para obter os efeitos do diâmetro do corpo-de-prova e avaliar a
significância estatística dos efeitos principais no arredondamento, na
relação de aspecto e no diâmetro equivalente dos carbonetos. Os efeitos que
o diâmetro tem nos aspectos microestruturais dos carbonetos são
resumidos na Tabela 17.
83
Tabela 17 - Efeito principal das respostas microestruturais do carboneto para o
diâmetro. Para as variáveis significativas apresenta-se o valor calculado de cada
efeito e a probabilidade do nível p-level. Intervalo de confiança com nível de
significância de 5%
Efeito Principal
Variável Independente (φ
φφ
φ)
Respostas VALOR p
F volumétrica 3,1278* 0,00137
Arredondamento 0,2968 0,3868
Fator de forma 0,1483 0,3371
φequivalente
2,1249 0,5154
Na Tabela 17 informou-se o valor calculado para cada efeito e o
estimador p do teste de hipótese para as respostas microestruturais. Dessa
Tabela concluiu-se que os efeitos do diâmetro quanto ao arredondamento (p
0,3868>0,05); fator de forma (p 0,3371>0,05); e diâmetro equivalente de
carbonetos (p 0,5154>0,05) não foram estatisticamente significativos.
5.3.1.2.1.2 - Efeito do diâmetro na grafita
O procedimento de cálculo do efeito do diâmetro nas características
da grafita foi o mesmo adotado para o Item 5.3.1.2.1.1. Inicialmente, foi
realizado o cálculo do efeito do diâmetro na fração volumétrica de grafita.
Portanto, foram realizados os experimentos da matriz codificada mostrada
na Tabela 18.
84
Tabela 18 - Matriz de experimentos codificada e resultados obtidos para a fração
volumétrica de grafita. As colunas FV_1 , FV_2 e FV_3, informam o valor médio da
fração volumétrica de grafita avaliada para cada repetição de ensaio
Variável Independente
Codificada
Fração Volumétrica
Ensaio
Ø (mm) FV_1 (%) FV_2 (%) FV_3 (%)
1 -1 8,235 12,568 12,365
2 +1 8,023 11,837 7,198
3 -1 11,337 16,337 9,354
4 +1 11,114 10,913 11,601
5 -1 9,916 8,089 10,062
6 +1 8,484 8,015 8,863
7 -1 8,959 8,023 14,695
8 +1 17,015 9,818 12,542
Na Tabela 19, apresenta-se a estimativa dos efeitos do diâmetro na
fração volumétrica de grafita, considerando-se os níveis codificados desses
fatores, apresentados na Tabela 18.
Tabela 19 - Estimativa do efeito e do erro padrão da fração volumétrica de grafita
para o planejamento fatorial fracionário 2
4-1
. Intervalo de confiança com nível de
significância de 5%
LIMITE DE
CONFIANÇA
EFEITO
VALOR
ERRO
PADRÃO
ERRO PURO
t(16) p
-95% +95%
Média 10,640* 0,5245 20,286 0,0000 9,528 11,752
φ
-0,376 1,0490 -0,359 0,7244 -2,600 1,847
Da análise dos resultados contidos na Tabela 19, pode-se inferir que
o efeito principal do diâmetro na fração volumétrica da grafita não é
significativo (p = 0,724>0,05).
Os efeitos que o diâmetro tem nos aspectos microestruturais da
grafita são apresentados na Tabela 20.
85
Tabela 20 - Efeito principal das respostas microestruturais da grafita para o
diâmetro. Para as variáveis significativas apresenta-se o valor calculado de cada
efeito e a probabilidade do nível p-level. Intervalo de confiança com nível de
significância de 5%
Efeito Principal
Variável Independente (φ)
Respostas VALOR p
F volumétrica -0,376 0,7244
Arredondamento
-0,311 0,2207
Fator de forma -0,1480 0,1445
φequivalente
6,535* 0,0404
Da Tabela 20 concluiu-se que os efeitos do diâmetro quanto ao
arredondamento (p = 0,2207>0,05) e fator de forma (p = 0,1445>0,05) não
foram estatisticamente significativos. Igualmente, da Tabela 20 pôde-se
inferir que o efeito principal do diâmetro da peça no diâmetro equivalente
da grafita foi significativo (p = 0,0404<0,05). O valor positivo do efeito
principal (φ) indica que houve um aumento do diâmetro equivalente de
grafita conforme o aumento do diâmetro da peça.
5.3.1.2.2 Efeito do diâmetro na dureza
Para a determinação do efeito do diâmetro na dureza, foram
realizados os experimentos da matriz codificada mostrada na Tabela 21.
Na Tabela 22, apresenta-se a estimativa dos efeitos do diâmetro na
dureza Brinell, considerando-se os níveis codificados desses fatores,
apresentados na Tabela 21.
Da análise dos resultados contidos na Tabela 22, pode-se inferir que
o efeito principal do diâmetro na dureza é significativo (p = 0,00013<0,05); e
o valor positivo do efeito principal (φ) (5,9000) indica que houve um
aumento da dureza Brinell conforme o aumento do diâmetro da peça.
86
Tabela 21 - Matriz de experimentos codificada e resultados obtidos para a dureza
do material. As colunas Hardn_1 , Hardn_2 e Hardn_3, informam o valor médio da
dureza Brinell avaliada para cada repetição de ensaio
Variável Independente
Codificada
Dureza Brinell
Ensaio
Ø (mm)
Hardn_1
(HB)
Hardn_2
(HB)
Hardn_3
(HB)
1 -1 270,6 271,5 270,6
2 +1 271,5 267 271,5
3 -1 267 268,5 267
4 +1 279 273 273
5 -1 268,5 267 268,5
6 +1 279 279 279
7 -1 267 267 267
8 +1 273 273 273
Tabela 22 - Estimativa dos efeitos e do erro padrão da dureza para o planejamento
fatorial fracionário 2
4-1
. Intervalo de confiança com nível de significância de 5%
LIMITE DE
CONFIANÇA
EFEITO
VALOR
ERRO
PADRÃO
ERRO PURO
t(16) p
-95% +95%
Média 271,3000 0,326917 829,8732
0,00000 270,6070 271,9930
φ
5,9000* 0,653835 9,0237 0,00013 4,5139 7,2861
5.3.2 Análise da topografia da peça usinada
A Figura 50 contém um conjunto de imagens da topografia das
superfícies dos corpos-de-prova usinados, obtido mediante a utilização de
microscópio eletrônico de varredura, com aumento de 100X, 200X, 500X,
para uma das repetições das condições testadas.
87
f 0,1 mm/rev – ap 0,2 mm
φ 80 mm, Vc 60 m/min φ 140 mm, Vc 180 m/min
(a) (d)
(b) (e)
(c) (f)
Figura 50 - MEV da superfície no diâmetro de 80 mm, Vc 60 m/min, f 0,1 mm/rev,
a
p
0,2 mm. com aumento de a) 100x, b) 200x e c) 500x. E no diâmetro de 140 mm,
Vc 180 m/min, f 0,1 mm/rev, a
p
0,2 mm com aumento de d) 100x, e) 200x e e)
500x. Análise de elétrons secundários
Na Figura 50 (a), (b) e (c), observa-se que a matriz metálica
apresentou maior deformação plástica e maior descontinuidade dos sulcos
criados pelo avanço da ferramenta de corte, quando comparados às
88
superfícies apresentadas nas Figura 50 (d), (e) e (f). A superfície apresentada
na primeira condição (60 m/min) foi usinada com uma velocidade de corte
menor do que a segunda condição (180 m/min), o que sugere valores de
rugosidade maiores; fato que será corroborado mais adiante.
Aparentemente, mediante a observação da topografia das superfícies, é na
condição com menor velocidade de corte e diâmetro de 80 mm que a grafita
destacada da matriz deixou crateras de maior tamanho e profundidade. Já
para a superfície torneada com velocidade de corte maior, a quantidade de
defeitos superficiais foram maiores em número e as crateras foram de
menor tamanho e profundidade. Lembrando que as análises estatísticas
para avaliar as respostas microestruturais indicaram influência estatística
significativa da variação do diâmetro na fração volumétrica dos carbonetos
e no tamanho de grafita, poderia inferir-se que os aspectos microestruturais
se somam ao efeito da redução da velocidade de corte, para prejudicar
ainda mais o acabamento das superfícies, durante o torneamento do ferro
fundido nodular com carboneto estudado neste trabalho.
89
f 0,3 mm/rev – a
p
0,2 mm
φ 80 mm, Vc 180 m/min φ 140 mm, Vc 60 m/min
(a) (d)
(b) (e)
(c) (f)
Figura 51 - MEV da superfície no diâmetro de 80 mm, Vc 180 m/min, f 0,3
mm/rev, a
p
0,2 mm. com aumento de (a) 100x, (b) 200x e (c) 500x. E no diâmetro
de 140 mm, Vc 60 m/min, f 0,3 mm/rev, a
p
0,2 mm com aumento de (d) 100x, (e)
200x e (f) 500x. Análise de elétrons secundários
Nas superfícies usinadas apresentadas na Figura 51 (a), (b) e (c),
observa-se uma combinação de bom acabamento e pouca deformação
plástica, quando comparada com a superfície da Figura 51 (d), (e) e (f). As
90
superfícies apresentadas na Figura 51 (a) a (c) correspondem ao diâmetro
de 80 mm, torneado com velocidade de corte maior (180 m/min). Observa-
se que para estas condições de usinagem, a matriz metálica que recobre os
nódulos de grafita é arrancada como resultado do fluxo plástico do material
na superfície e, posteriormente, é re-depositada na superfície no sentido da
velocidade efetiva de corte da ferramenta de corte. Este mesmo fenômeno foi
observado por Griffiths [2001] durante a retificação de um ferro fundido
nodular, onde a camada de matriz ferrítica que envolve o nódulo foi
arrancada e depositada novamente no material, como conseqüência do
próprio processo de usinagem. Uma possível explicação do mecanismo
descrito acima é fornecida pelo Machinability Data Center [1980], que
aponta que o material re-depositado nos processos usinagem é removido da
superfície num estado fundido e, depois da solidificação, fica re-aderido
formando uma nova camada na superfície. Por outro lado, para o diâmetro
de 80 mm, nas condições de usinagem apresentadas acima, foi observado
que, mesmo predominando grafita exposta na superfície do material, não
ocorreu formação excessiva de crateras associadas ao arrancamento da
mesma. A superfície apresentada na Figura 51 (d) a (f) foi usinada no
diâmetro de 140 mm e com uma velocidade de corte de 60 m/min. A
diminuição na velocidade de corte acarretou deterioração no acabamento
superficial, com conseqüente aumento no valor da rugosidade. Para esta
última superfície, a quantidade de deformação plástica à borda dos sulcos e
a deformação no sentido de avanço da ferramenta é maior e, contrariamente
ao observado para a primeira condição analisada, a presença de crateras
associadas ao arrancamento da grafita foi maior. Segundo o apresentado
nos ensaios preliminares, espera-se que o parâmetro de rugosidade Rv, seja
sensível a estas variações.
91
Vc 180 m/min – a
p
0,3 mm
φ 80 mm, f 0,1 mm/rev φ 140 mm, f 0,3 mm/rev
(a) (d)
(b) (e)
(c) (f)
Figura 52 - MEV da superfície no diâmetro de 80 mm, Vc 180 m/min, f 0,1
mm/rev, a
p
0,3 mm. com aumento de (a) 100x, (b) 200x e (c) 500x. E no diâmetro
de 140 mm, Vc 180 m/min, f 0,3 mm/rev, a
p
0,3 mm com aumento de (d) 100x, (e)
200x e (e) 500x. Análise de elétrons secundários
Nas superfícies usinadas apresentadas na Figura 52 (a), (b) e (c),
observa-se que aumentado o avanço durante a usinagem em diâmetros
diferentes, e mantendo a mesma velocidade de corte (180 m/min), ocorre
uma diminuição na qualidade da superfície, quando comparada com a
92
superfície da Figura 52 (d), (e) e (f). Este resultado condiz como o
expressado na literatura [Shaw, 1984], onde um aumento no avanço pode
acarretar maior rugosidade e dano na superfície. A condição da superfície
mostrada na primeira série de imagens da Figura 52 corresponde ao
diâmetro de 80 mm e ao menor avanço empregado (0,1 mm/rev), obtendo-
se uma superfície com melhor acabamento e menor número de crateras. O
caso contrário ocorre para o diâmetro de 140 mm, onde o maior avanço,
combinado com uma microestrutura contendo grafita maior e mais
arredondada, facilita o destacamento da mesma, favorecendo a presença de
crateras. Para as condições estudadas, o aumento de fração volumétrica e
tamanho de grafita sugere ampliação do efeito que o aumento do avanço
produz na superfície.
5.3.2.1 Rugosidade
Segundo as recomendações apresentadas no Item 4, nos ensaios
finais a avaliação da rugosidade foi baseada na medição de parâmetros
adicionais aos parâmetros de altura utilizados nos ensaios preliminares (Ra,
Rq, Rp, Rv). Foi inserida a avaliação do parâmetro de amplitude (Rz) e
parâmetros de distribuição de alturas (Rsk, e Rku), definidos no anexo 2.
A seguir será determinado o “efeito principal”, e o “efeito da
interação” dos fatores do processo de usinagem e do diâmetro para os
parâmetros de rugosidade considerados na análise. O procedimento para
calcular os efeitos e avaliar a significância estatística dos fatores nas
respostas em rugosidade foi similar ao utilizado para estudar os efeitos da
microestrutura no Item 5.3.1.2.1.
Para a determinação do efeito dos fatores principais “diâmetro,
velocidade de corte, avanço e profundidade de corte” na resposta
“rugosidade media, Ra”, foram realizados os experimentos da matriz
codificada mostrada na Tabela 23. Nessa matriz, os códigos +1 e –1
apresentam os níveis superior e inferior de cada fator a ser estudado
(Tabela 14).
93
Tabela 23 - Matriz de experimentos codificada e resultados obtidos para a
rugosidade média (Ra). Nas colunas Ra_1 , Ra_2 e Ra_3, informam o valor médio da
rugosidade media avaliada para cada repetição de ensaio
Variáveis Independentes Rugosidade média
Ensaio
Ø (mm)
f (mm/rev)
Vc
(m/min)
a
p
(mm)
Ra_1
(%)
Ra_2
(%)
Ra_3
(%)
1 -1 -1 -1 -1 2,0475 2,6674 2,798
2 +1 -1 -1 +1 2,7328 2,3496 1,0974
3 -1 +1 -1 +1 2,0676 4,5166 1,3276
4 +1 +1 -1 -1 3,4332 2,9818 2,8178
5 -1 -1 +1 +1 1,0598 1,1492 1,0474
6 +1 -1 +1 -1 0,6784 0,665 0,8756
7 -1 +1 +1 -1 2,7328 2,2932 2,9792
8 +1 +1 +1 +1 2,8178 2,2024 2,0338
Da análise dos resultados contidos na Tabela 24, pode-se inferir que
o efeito principal do avanço (f) no parâmetro de rugosidade Ra é
significativo(p = 0,0019<0,05); e que o valor positivo do efeito principal (f)
(1,0863) indica que houve um aumento da rugosidade conforme o aumento
do avanço. Na Tabela 24, percebe-se um segundo efeito principal no Ra;
trata-se da velocidade de corte (Vc), que tem efeito significativo (p =
0,0096<0,05). Além disso, o valor negativo do efeito (Vc) (-0,8586) indica
que houve uma diminuição da rugosidade conforme o aumento da
velocidade de corte.
94
Tabela 24 - Estimativa dos efeitos e do erro padrão da rugosidade média Ra para o
planejamento fatorial fracionário 2
4-1
. Intervalo de confiança com nível de
significância de 5%
LIMITE DE
CONFIANÇA
EFEITO
VALOR
ERRO
PADRÃO
ERRO PURO
t(16) p
-95% +95%
Média 2,1405 0,1459 14,670 0,0000 1,831 2,4498
φ
-0,1667 0,2918 -0,571 0,5757 -0,785 0,4519
f 1,0863 0,2918 3,722 0,0019 * 0,468 1,7049
Vc -0,8586 0,2918 -2,942 0,0096 * -1,477 -0,2399
a
p
-0,2140 0,2918 -0,733 0,4740 -0,833 0,4046
φ x f
0,2284 0,2918 0,783 0,4453 -0,390 0,8470
φ x Vc
-0,1647 0,2918 -0,564 0,5803 -0,783 0,4539
φ x a
p
0,5110 0,2918 1,751 0,0991 -0,108 1,1296
A mesma metodologia de análise foi empregada no estudo do efeito
dos fatores para os outros parâmetros de rugosidade. Na Tabela 25 serão
apresentados os efeitos dos fatores principais na resposta dos parâmetros
de rugosidade avaliados.
Da Tabela 25 pode-se observar que o efeito principal do diâmetro (e
portanto da microestrutura) na maior parte do conjunto de parâmetros de
rugosidade avaliados não foi significativo. Somente observou-se um efeito
de interação de segunda ordem significativo, φ
φφ
φ x a
p
(p = 0,017963<0,05) na
variação do parâmetro de rugosidade Rt. A Figura 53 apresenta os valores
de Rt medidos para as diferentes combinações de diâmetro e profundidade
de corte. A significância estatística dos efeitos das interações da
profundidade de corte e do diâmetro no parâmetro de rugosidade Rt pode
estar associada com as particularidades microestruturais da grafita e dos
carbonetos, discutidas no Item 5.3.1.2.
95
Tabela 25 - Efeitos principais das respostas em rugosidade para os fatores do
experimento. Para as variáveis significativas apresenta-se a probabilidade do nível
p-level e o valor do efeito. “NS” indica não significância na resposta do nível
abordado
Efeitos Principais Efeitos
da
Interação
Resposta
φ
φφ
φ
f Vc a
p
φ
φφ
φ x a
p
p NS 0,00185 0,00957 NS NS
Ra
Efeito - 1,086308 -0,858558 - -
p NS 0,001083 0,006624 NS NS
Rq
Efeito - 1,36892 -1,07322 - -
p NS 0,001515 0,02977 NS 0,017963
Rt
Efeito - 7,04917 -4,40417 - 4,86767
p NS 0,015281 0,026085 NS NS
Rp
Efeito - 2,68428 -2,42355 - -
p NS 0,013183 0,000712 NS NS
Rv
Efeito - 3,16873 -2,11453 - -
p NS 0,002155 0,012051 NS NS
Rz
Efeito - 5,85297 -4,53820 - -
p NS NS NS NS NS
Rsk
Efeito - - - - -
p NS NS NS NS NS
Rku
Efeito - - - - -
Da análise microestrutural cabe lembrar que ocorre um aumento da
fração volumétrica dos carbonetos e do tamanho da grafita (maior diâmetro
equivalente) conforme aumento do diâmetro da peça. Na Figura 53,
observa-se que quando mudou-se a profundidade de corte, a resposta do
parâmetro de rugosidade Rt, em função dos diâmetros estudados, foi
diferente. Contudo, a combinação de menor quantidade de carbonetos e
grafita de menor tamanho, com a escolha de uma profundidade de corte
96
maior, prejudicou o acabamento da superfície, associado ao aumento do
parâmetro de rugosidade Rt. Por outro lado, a utilização de uma menor
profundidade de corte, em combinação com menor quantidade de
carbonetos e grafita de menor tamanho, acarretou diminuição no parâmetro
de rugosidade Rt, favorecendo a qualidade da superfície usinada. Segundo o
observado nos ensaios preliminares, acredita-se que a remoção e
destacamento da grafita contribuem em maior parcela para o aumento dos
valores do parâmetro de rugosidade Rt, do que o trincamento e
destacamento dos carbonetos na superfície. Esta hipótese será abordada
em maior detalhe durante a análise da sub-superfície usinada, no Item
5.3.3.
Figura 53 - Efeito da interação do diâmetro e da profundidade de corte na altura do
pico mais alto ao vale mais profundo do perfil de rugosidade Rt. Intervalo de
confiança com nível de significância de 5%
Da Tabela 25 pode-se igualmente observar que o efeito principal do
avanço na maior parte do conjunto de parâmetros de rugosidade avaliados é
significativo, dentro dos quais se inclui Ra, Rq, Rt, Rp, Rv e Rz. Para os
parâmetros Rsk e Rku não se observou nenhum efeito significativo. O valor
positivo do efeito principal indica que houve aumento da rugosidade da
superfície usinada conforme aumento no avanço, como apresentado na
97
Figura 54 a Figura 58. Esses resultados correspondem ao apresentado na
literatura [Shaw, 1984], onde a diminuição do avanço acarreta em menores
valores de rugosidade.
Figura 54 - Efeito da velocidade de corte e do avanço na rugosidade media central
Ra. Intervalo de confiança com nível de significância de 5%
Da Tabela 25 pode-se observar, ainda, que o efeito principal da
velocidade de corte é similar ao efeito principal do avanço na rugosidade. O
efeito principal da velocidade é significativo para: Ra, Rq, Rt, Rp, Rv e Rz. O
valor negativo do efeito principal para todos os fatores indica que houve
diminuição da rugosidade da superfície usinada conforme aumento na
velocidade de corte, como apresentado na Figura 54 a Figura 58. Esses
resultados igualmente correspondem ao mencionado na literatura [Shaw,
1984], onde o aumento na velocidade de corte resulta em menores valores
de rugosidade.
Finalmente, da Tabela 25 pode-se observar que o efeito principal da
profundidade de corte na rugosidade não é significativo. Somente existe um
efeito de interação de segunda ordem significativo do diâmetro da peça na
profundidade de corte, como abordado ao início deste Item 5.3.2.1.
98
Figura 55 - Efeito da velocidade de corte e do avanço na rugosidade media
quadrática (RMS) Rq. Intervalo de confiança com nível de significância de 5%
Figura 56 - Efeito da velocidade de corte e do avanço na altura do pico mais alto do
perfil de rugosidade Rp. Intervalo de confiança com nível de significância de 5%
99
Figura 57 - Efeito da velocidade de corte e do avanço na profundidade do vale mais
profundo do perfil de rugosidade Rv. Intervalo de confiança com nível de
significância de 5%
Figura 58 - Efeito da velocidade de corte e do avanço na altura pico-vale da altura
de rugosidade no comprimento de medição. Intervalo de confiança com nível de
significância de 5%
100
Figura 59 - Efeito do diâmetro e da profundidade de corte no Rt. Intervalo de
confiança com nível de significância de 5%
5.3.3 Análise da sub-superfície
Segundo Griffiths [2001] e Whitehouse [2004], os processos de
fabricação podem produzir mudanças nas propriedades da sub-superfície
do material, as quais geralmente acompanham os padrões da topografia na
superfície em função da intensidade dos níveis de energia termo-mecânica
atuantes durante o processo de remoção de material. Os ensaios
preliminares mostraram que alguns dos fenômenos gerados na topografia
das peças usinadas induziram alterações na sub-superfície do material. De
acordo com os requisitos estabelecidos pela Norma B211.1-1986 [ANS,
1986], referentes ao conjunto mínimo de dados para avaliar a integridade
da superfície (Tabela 5 do Item 2.2), foram selecionados dois níveis de
intensidade do processo para avaliar os seus efeitos na integridade da
superfície e sub-superfície. Será abordado o efeito que os dois níveis do
processo têm na grafita, nos carbonetos e na matriz metálica.
5.3.3.1 Análise do nível de usinagem moderado na qualidade da
superfície, e os seus efeitos na sub-superfície
O primeiro nível (considerado como moderado) corresponde aos
níveis mais baixos dos fatores escolhidos para as análises, e corresponde a:
101
Velocidade de corte (Vc) = 60 m/min; profundidade de corte (a
p
) = 0,2 mm;
avanço f = 0,1 mm/rot; e diâmetro de 80 mm. A Figura 60 apresenta uma
imagem obtida no MEV, na qual são mostrados alguns aspectos da
superfície obtida com essas condições.
Figura 60 - MEV da superfície do corpo-de-prova no diâmetro de 80 mm após o
ensaio de usinagem com (Vc) = 60 m/min; profundidade de corte (a
p
) = 0,2 mm;
avanço f = 0,1 mm/rot. Observa-se crateras, dobramentos, rebarbas e outras
irregularidades. Aumento de 500X. Análise de elétrons secundários
Na Figura 60, observa-se que a superfície usinada apresenta diversas
irregularidades, que basicamente se resumem em crateras, dobramentos e
amassamentos de material. A Figura 61 apresenta uma imagem da seção
transversal da peça, detalhando os aspectos microestruturais para a grafita
na sub-superfície.
102
Figura 61 - MEV da seção transversal do corpo-de-prova no diâmetro de 80 mm
após o ensaio de usinagem com (Vc) = 60 m/min; profundidade de corte (a
p
) = 0,2
mm; avanço f = 0,1 mm/rot. Observa-se a distribuição dos nódulos de grafita na
sub-superfície, e um nódulo de grafita sendo recoberto pela matriz metálica na
superfície como resultado da usinagem. Aumento de 350X. Análise de elétrons
retro-espalhados. Ataque com Nital 3%
Na Figura 61 observa-se que com o mesmo nível de intensidade do
processo de corte, a sub-superfície apresentou dois tipos de respostas
associadas à microestrutura; formação de trincas nos carbonetos
localizados na superfície, e recobrimento da grafita na superfície pela matriz
metálica.
Na Figura 62, apresenta-se um detalhe de um nódulo de grafita
destacado da superfície da peça usinada, como resultado do processo de
usinagem. Observa-se claramente que o nódulo de grafita exposto na
superfície apresenta arredondamento bem definido. A matriz metálica que
recobria o nódulo apresentado na Figura 62, foi removida completamente
durante a usinagem. A grafita nodular, segundo o exposto na literatura,
produz interrupções na matriz metálica, o que tem efeito de quebra-cavaco
durante a usinagem [Griffiths, 2001], facilitando, assim, o processo de corte
do material da matriz metálica e o desprendimento de cavacos curtos na
região de corte.
103
Figura 62 - MEV da seção transversal do corpo-de-prova no diâmetro de 80 mm
após o ensaio de usinagem com (Vc) = 60 m/min; profundidade de corte (a
p
) = 0,2
mm; avanço f = 0,1 mm/rot. Observa-se um nódulo de grafita sendo exposto na
superfície como resultado da usinagem. Aumento de 1000X. Análise de elétrons
secundários. Ataque com Nital 3%
Figura 63 - MEV da seção transversal do corpo-de-prova no diâmetro de 80 mm
após o ensaio de usinagem com com (Vc) = 60 m/min; profundidade de corte (a
p
) =
0,2 mm; avanço f = 0,1 mm/rot. Observa-se carboneto eutético na borda da
superfície usinada, trincado como resultado da usinagem. Aumento de 2000X.
Análise de elétrons retro-espalhados. Ataque com Nital 3%
Na Figura 63, observa-se que, para as condições de ensaio utilizadas,
ocorreu trincamento na superfície da peça usinada; trincamento localizado
104
no carboneto eutético. Este fenômeno encontra-se presente igualmente ao
longo dos carbonetos na sub-superfície. Como exposto durante os ensaios
preliminares, o trincamento de carbonetos durante a usinagem é um
aspecto característico dos ferros fundidos brancos, o qual compromete a
sua usinabilidade [Shaw, 1984]. Os carbonetos apresentam uma
combinação de dureza elevada e pouca capacidade de suportar altas
tensões de cisalhamento, tensões que são próprias do processo de
torneamento.
5.3.3.2 Análise do nível de usinagem severo na qualidade da
superfície e os seus efeitos na sub-superfície
O segundo nível (considerado como severo) corresponde aos níveis
mais altos dos fatores escolhidos para as análises, e corresponde a:
Velocidade de corte (Vc) = 180 m/min; profundidade de corte (a
p
) = 0,3 mm;
avanço f = 0,3 mm/rot; e diâmetro de 140 mm. Na Figura 64, apresenta-se
uma imagem obtida no MEV, na qual se mostram alguns aspectos da
superfície usinada nessas condições.
Na Figura 64, observa-se que a superfície usinada em geral
apresenta diversas irregularidades, que basicamente se resumem em
crateras, dobramentos e amassamentos de material. A Figura 65 apresenta
uma imagem da seção transversal da peça, detalhando os aspectos
microestruturais para a grafita na sub-superfície.
105
Figura 64 - MEV da superfície do corpo-de-prova no diâmetro de 140 mm após o
ensaio de usinagem com (Vc) = 180 m/min; profundidade de corte (a
p
) = 0,3 mm;
avanço f = 0,3 mm/rot. Observa-se crateras, dobramentos, rebarbas e outras
irregularidades. Aumento de 500X. Análise de elétrons secundários
Figura 65 - MEV da superfície do corpo-de-prova no diâmetro de 140 mm após o
ensaio de usinagem com (Vc) = 180 m/min; profundidade de corte (a
p
) = 0,3 mm;
avanço f = 0,3 mm/rot. Observa-se a distribuição dos nódulos de grafita na sub-
superfície, e um nódulo de grafita sendo exposto na superfície como resultado da
usinagem. Aumento de 350X. Análise de elétrons retro-espalhados. Ataque com
Nital 3%
Na Figura 65 observa-se que com o mesmo nível de intensidade do
processo de corte, a sub-superfície apresentou dois tipos de resposta
106
diferente associados à microestrutura; propagação de trincas nos
carbonetos perto da borda, e recobrimento da grafita na superfície pela
matriz metálica.
Na Figura 66, observa-se o destacamento total do nódulo de grafita, o
qual foi observado tanto nos ensaios preliminares (Item 4.3.4.1) quanto nos
ensaios realizados para o nível de usinagem moderado (Item 5.3.3.1).
Na Figura 67, observa-se a formação de uma trinca, que se propagou
ao longo do carboneto como conseqüência da usinagem severa.
Figura 66 - MEV da superfície do corpo-de-prova no diâmetro de 140 mm após o
ensaio de usinagem com (Vc) = 180 m/min; profundidade de corte (a
p
) = 0,3 mm;
avanço f = 0,3 mm/rot. Observa-se um nódulo de grafita sendo exposto na
superfície como resultado da usinagem. Aumento de 1000X. Análise de elétrons
secundários. Ataque com Nital 3%
107
Figura 67 - MEV da superfície do corpo-de-prova no diâmetro de 140 mm após o
ensaio de usinagem com (Vc) = 180 m/min; profundidade de corte (a
p
) = 0,3 mm;
avanço f = 0,3 mm/rot. Observa-se carboneto eutético trincado na sub-superfície
como resultado da usinagem. Aumento de 1000X. Análise de elétrons retro-
espalhados. Ataque com Nital 3%
108
6 CONCLUSÕES
Sobre o efeito da microestrutura:
• Uma mesma peça fundida em ferro fundido nodular com
carboneto pode apresentar diferenças microestruturais
estatisticamente significativas, em função da fração volumétrica de
carbonetos e tamanho da grafita.
• O aumento de fração volumétrica de carbonetos e tamanho da
grafita pode gerar aumentos estatisticamente significativos na
dureza do ferro fundido nodular com carboneto.
Sobre os parâmetros de corte.
• A interação dos parâmetros de corte com as características
microestruturais, acarretam efeitos na textura da superfície
durante o torneamento do ferro fundido nodular com carboneto.
Sobre a integridade da superfície.
• A grafita compromete a integridade da superfície quanto aos
efeitos na topografia.
• Os carbonetos comprometem a integridade da superfície quanto
aos efeitos na sub-superfície.
109
7 RECOMENDAÇÕES PARA TRABALHOS
FUTUROS
• Realizar experimentos correspondentes ao planejamento de
fatorial completo com o objetivo de correlacionar a microestrutura
(tamanho, fração volumétrica e morfologia de carbonetos) do ferro
fundido nodular com carbonetos e os parâmetros de usinagem
(velocidade de corte, força de corte, profundidade de corte e
avanço) com a textura das superfícies usinadas (rugosidade e
ondulação).
• Completar o conjunto padrão de dados para avaliar a integridade
superficial mediante análises de tensão residual e ensaios de
fadiga de alto ciclo.
• Avaliar a influência da microestrutura do ferro fundido nodular e
do ferro fundido branco na integridade superficial.
110
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS
ALVAREZ, J.F.; DE SOUZA, R.M.; HASSUI, A. Efeito dos
parâmetros de torneamento no acabamento superficial do ferro fundido
mesclado com grafita nodular. In: Congresso Brasileiro de Engenharia de
Fabricação – COBEF, 3., Joinville, 2005.
ANS B211.1. American National Standard for Surface Integrity.
1986.
ANSI B.46.1-1978. “Surface Texture”. 1978.
ASME., American Society of Mechanical Engineers. B46.1. Surface
Texture (Surface roughness, Waviness, and Lay). 1996
BERNARDES, F.G.; SINATORA, A. Desgaste abrasivo de um ferro
fundido branco multi componente. Dissertação (mestrado). Escola
Politécnica da Universidade de São Paulo. São Paulo. 2005.
BOOTHROYD, G.; KNIGHT, W.A. Fundamentals of machining and
machine tools, New York: Marcel Dekker, 1989.
BOSHEH, S.S.; MATIVENGA, P.T. White layer formation in hard
turning of H13 tool steel at high cutting speeds using CBN tooling.
International Journal of Machine Tools & Manufacture. xx. p.1 – 9. 2005.
BOX, G.E.P. Statistics for experimenters : introduction to design,
data analysis and model building. New York : John Wiley, 1978.
CAPELLO, E.. Residual stresses in turning. Part I: Influence of
process parameters. Journal of Material Processing Technology. v.160, p.
221 –228. 2005.
CHE-HARON, C.H. Tool life and surface integrity in turning
titanium alloy. Journal of Material Processing Technology. v.118, p. 231 –
237. 2001.
CHOU, K.Y.; EVANS, C.J. White layers and thermal modeling of
hard turned surfaces. International Journal of Machine Tools &
Manufacture. v. 39, p. 1863 – 1881. 1999.
CORREA, M.. et al. Factores que afectan el acabado superficial en
los procesos de mecanizado: Técnicas de análisis y modelos. XXV
Jornadas de Automática Industrial CEA-IFAC. Internacional. España 2004..
p. 75-82.
DA SILVA, C.R.S.; BOCCALINI JR, M. Fadiga térmica de ferros
fundidos brancos multicomponentes. Dissertação (mestrado). Escola
Politécnica da Universidade de São Paulo. São Paulo. 2003.
111
DE DEUS, J.R. A industria da fundição no Brasil e suas
perspectivas. ABIFA, Associação Brasileira de Fundição, 2004. Disponível
em www.abmbrasil.com.br/cim/download/Joao_de_Deus.pps . Aceso em: 4
de Set. 2005.
FARIAS, M.C.; TANAKA, D.K. Influência da velocidade de
deslizamento, da carga normal e da transformação martensítica
induzida por deformação plástica na resistência ao desgaste por
deslizamento de aços inoxidáveis austeníticos. Tese (doutorado). Escola
Politécnica da Universidade de São Paulo. São Paulo. 2004.
FIELD, M. e colaboradores. A review of measuring methods for
surface integrity, Annals of the CIRP, v. 21/2, p. 219-238, 1972.
FIELD, M. e colaboradores. Surface finish and surface integrity. In:
ASM Handbook. Machining. v.16. p. 19-36, 1989.
FIELD, M.; KALES, J.F. Review of surface integrity of machined
components, Annals of the CIRP, v. 20/2, p. 153 – 163, 1971.
FUNDIÇÃO E SERVIÇOS. São Paulo: Aranda Editora. Ano 15, n.51.
Mensal, 2005.
GADELMAWLA, E.S. et al. Roughness parameters. Journal of
Materials Processing Technology, 123., p.133-145, 2002.
GOCH, G. e colaboradores. Review of non-destructive measuring
methods for the assessment surface integrity: a survey of new
measuring methods for coatings, layered structures and processed surfaces.
Precision Engineering. v.23, p. 9 –33, 1999.
GRIFFITHS, B. Manufacturing surface technology: Surface
integrity & functional performance. London: Penton Press, 237p, 2001.
GRIFFITHS, B.J. Manufacturing surface design and monitoring for
performance. Surface topography, v.1, p.61, 1998.
GRUM, J.; KISIN, M. Influence of microstructure on surface
integrity in turning – part I: the influence of the size of the soft phase in a
microstructure on surface-roughness formation. International journal &
machine tools & manufacture, v.43, p. 1535 –1543, 2003.
HUANG, Q.; JING, X.J. Surface integrity and its effects on the
fatigue life of the nickel-based superalloy GH33A. International journal
fatigue, v.13, p. 322 –326, 1991.
ISO. Indication of surface texture in technical product
documentation, 2001.
KISHAWY, H.A.; ELBESTAWY, M.A. Effects of process parameters
on material side flow during hard turning. International Journal of
Machine Tools & Manufacture, v.39, p. 1017 –1030, 1999.
112
KOSTER, W.P. e colaboradores. Manufacturing methods for surface
integrity of machined structural components. U.S. Air Force Technical
Report AFML-TR-71-258, Metcut Research Associates Inc., Cincinnati, OH,
1976.
LEE, K.Y. e colaboradores. Simulation of surface roughness and
profile in high speed end milling, Journal of materials processing
technology, v.113, Issues 1-3, p. 410 – 415, 2001.
LESKOVAR, P.; KOVAC, M. Surface integrity as a quality criterion
for fabrication processes, Robotics and computer-integrated
manufacturing, v. 4, No. 1/2, p. 253 – 257, 1988.
MACHINABILITY DATA CENTER. Machining data handbook,
Machining data center, v. 2, p. 18-39/18-136, 1980.
MANTLE, A.L.; ANSPINWALL, D.K. Surface integrity and fatigue
life of turned gamma titanium aluminide. Journal of Material Processing
Technology. v.72, p. 413 –420, 1997.
MONTGOMERY, DOUGLAS C. Diseño y análisis de experimentos.
Edição original em inglês traduzida por Jaime Delgado Saldivar ed. John
Wiley and Sons, 1991.
MORTON, R.K. Topography of surfaces. In: ASM Handbook. Surface
engineering. v.5. p. 136-138, 1991.
NOVOVIC, A. e colaboradores. The effect of machined topography
and integrity on fatigue life. International Journal of Machine Tools &
Manufacture. v.440, p. 125 –134, 2004.
NUNES, R.C. e colaboradores. Estudo do efeito das variáveis de
processo na dureza do ferro fundido nodular com auxilio do
planejamento de experimentos. 57o Congresso Anual Internacional da
ABM Julho, São Paulo – SP – Brasil, 2002
RABINOWICZ, E. Friction and wear of materials. John Wiley and
Sons, 1966
RECH, J.; MOISAN, A. Surface integrity in finish hard turning of
case-hardened steels. International Journal of Machine Tools &
Manufacture. v.43, p. 543 –550. 2003.
SCHLESINGER, G. Surface finish, Institute of production engineers,
London, 1942.
SCHWACH, D.W.; GUO, Y.B. Feasibility of producing optimal
surface integrity by process design in hard turning. Material Science and
Engineering. v.A, n.395, p.116 – 123, 2005
113
SHARMAN, A.R.C. e colaboradores. Workpiece surface integrity
considerations when finish turning gamma titanium aluminide. Wear.
v.249, p. 473 –481, 2001.
SHAW. Metal Cutting Principles. Clarendon, Great Britain. 590 p.,
1984.
SILVA, A.P. e colaboradores. Influência da velocidade de
resfriamento em propriedades do ferro fundido nodular austemperado
(ADI). Congresso Anual Internacional da ABM , 57., São Paulo, 2002.
SONG, J.F.; VORBURGER, T.V. Surface texture. In: ASM Handbook.
Friction, lubrication and wear technology. v.18. p. 184-190, 1992.
SOUZA, A.B.; CASTELLO BRANCO, C.H.; Metalurgia dos ferros
fundidos cinzentos e nodulares. São Paulo: Instituto de Pesquisas
Tecnológicas - IPT,.205 p., 1989.
SUH, N.P. Tribophysics. Prentice-Hall, 1986.
TABOR, D. The hardness and strength of metals. J. Inst. Metals.
v.79, p. 1–18, 1954.
TONSHOFF, H.K.; BRINKSMEIER, E. Determination of the
mechanical and thermal influences on machined surfaces by micro-
hardness and residual stress analysis. Annals of the CIRP, v.29, n.2,
p.519–530, 1980.
TRICARD, M. Residual effects of finishing methods. In: ASM
Handbook. Surface engineering. v.5. p. 144-151, 1994
WHITEHOUSE, D.J. Surfaces and their measurement. Hermes
Penton Science, London. 394 p., 2004.
WHITEHOUSE, D.J. Surface texture. In: Handbook of surface
metrology. v.18. p. 184-190, 1994.
114
ANEXO 1
Superfície: é a fronteira que separa um objeto de outro objeto,
substancia ou espaço.
Superfície geométrica: É a superfície ideal prescrita no projeto, na
qual não existem erros de forma e acabamento. Na realidade, este tipo de
superfície não existe, mas é empregada como uma referência.
Superfície real: Superfície que limita o corpo e o separa do meio que
o envolve. É a superfície que resulta do método empregado na sua
produção.
Superfície efetiva: Superfície avaliada pela técnica de medição, com
forma aproximada de superfície real de uma peça. É a superfície
apresentada e analisada pelo aparelho de medição.
115
Perfil geométrico: Interseção da superfície geométrica com um
plano perpendicular. Por exemplo: uma superfície plana perfeita, cortada
por um plano perpendicular, originará um perfil geométrico que será uma
linha reta.
Perfil real: Interseção da superfície real com um plano
perpendicular. Neste caso, o plano perpendicular (imaginário) cortará a
superfície que resultou do método de usinagem que originará uma linha
irregular.
116
Perfil efetivo: Imagem aproximada do perfil real, obtido por um meio
de avaliação ou medição. Por exemplo: o perfil apresentado por um registro
gráfico e sem qualquer filtragem.
Perfil de rugosidade: Obtido a partir do perfil efetivo, por um
instrumento de avaliação, após filtragem. É o perfil apresentado por um
registro gráfico, depois de uma filtragem para eliminar a ondulação à qual
se sobrepõe geralmente a rugosidade.
117
ANEXO 2
Parâmetros de altura (z): “é um termo geral usado para descrever a
medição do perfil, tomado na direção normal do perfil efetivo”. Os parâmetros
de altura são expressados em micrômetros (µm). Entre eles podem ser
encontrados a rugosidade média (Ra), a raiz média quadrática da
rugosidade (Rq), a altura do pico mais alto do perfil (Rp), a altura do vale
mais profundo do perfil (Rv), entre outros.
Rugosidade média (Ra): É a média aritmética dos valores
absolutos das ordenadas de afastamento (yi), dos pontos do perfil
de rugosidade em relação à linha média, dentro do percurso de
medição (lm). Essa grandeza pode corresponder à altura de um
retângulo, cuja área é igual à soma absoluta das áreas
delimitadas pelo perfil de rugosidade e pela linha média, tendo
por comprimento o percurso de medição (lm).
Rugosidade média quadrática (Rq): Descreve a altura estatística, o
r.m.s. (ou variância) da topografia superficial, em relação a um
plano médio. O valor r.m.s dá um peso a picos e vales extremos.
Este parâmetro, em determinações instrumentadas, apresenta
maior simplicidade porque os efeitos de fase nos filtros elétricos
são comparativamente pouco importantes e podem ser
negligenciados, ao passo que seu efeito sobre a média aritmética é
118
maior e não pode ser negligenciado. Em trabalhos estatísticos,
r.m.s. tem maior significado.
Rugosidade máxima (Ry): Está definido como o maior valor das
rugosidades parciais (Zi) que se apresenta no percurso de
medição (lm). Por exemplo: na figura a seguir, o maior valor
parcial é o Z3, que está localizado no 3º cut off, e que corresponde
à rugosidade Rt.
Rugosidade total (Rt): Corresponde à distância vertical entre o pico
mais alto (Rp) e o vale mais profundo (Rv) no comprimento de
avaliação (lm), independentemente dos valores de rugosidade parcial
(Zi). Na figura abaixo, pode-se observar que o pico mais alto está no
retângulo Z1, e que o vale mais fundo encontra-se no retângulo Z3.
Ambos configuram a profundidade total da rugosidade Rt. O
parâmetro Rt tem o mesmo emprego do Ry, mas com maior rigidez,
pois considera o comprimento de amostra igual ao comprimento de
avaliação.
119
Altura de dez-pontos (Rz): Este parâmetro é calculado para revelar os
valores de altura extrema da superfície. É determinado pela seguinte
fórmula:
+=
∑ ∑
= =
5
1
5
1
z
5
1
y
i i
visi
ηη
na qual, n
si
e n
vi
(i=1,2,...,5) são os cinco picos mais altos e vales mais
fundos, respectivamente. Como um único pico máximo e um único
vale mais fundo não têm nenhum significado funcional em termos de
desgaste superficial e de muitas outras aplicações funcionais, uma
média dos cinco ápices maiores e cinco vales mais fundos é usada
para descrever as propriedades extremas da topografia superficial.
Parâmetros de espaçamento: São usados para se referir à distancia
que caracteriza os espaçamentos laterais entre as asperezas do perfil, e
dentro dessa classificação encontrasse o espaçamento médio das
irregularidades do perfil (Sm).
Parâmetros de forma e funções: dentro desta categoria encontrasse
a função densidade de amplitude (ADF(z) ou p(z)). A função densidade de
amplitude é normalmente calculada como um histograma dos pontos
digitalizados no perfil. Também outros parâmetros como o Skewness (Rsk)
que avalia a assimetria do perfil com relação à linha média; e a Kurtosis
(Rku) que é uma medição da agudeza do perfil com relação à linha media.
Parâmetros híbridos: Como o seu nome o indica, este tipo de
parâmetros são obtidos usualmente mediante a combinação dos parâmetros
de espaçamento e amplitude.
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