3. METODE
3.2 M ETODEVALG
Para a execução deste trabalho, não foram encontradas pesquisas semelhantes para que se pudesse descartar variáveis antes de se iniciar os ensaios, e cinco fatores foram escolhidos para se trabalhar, conforme visto até o momento (avanço, velocidade de corte, profundidade de corte, classe da pastilha e utilização do fluido de corte).
Conforme citam Barros Neto, Scarmino e Bruns, (2002) o planejamento fatorial completo é bastante indicado nesta situação. Os mesmos autores também citam que, depois de realizada uma triagem dos fatores envolvidos nos experimentos, deve-se descartar as variáveis não significativas para que não se gaste mais tempo e dinheiro em ensaios no laboratório.
As análises a serem realizadas neste item possuem um custo alto, devido ao equipamento utilizado e tempo de medição despendido. Conforme resultados anteriores percebe-se até o momento que a variável “fluido” foi a que menos influenciou nas respostas, e optou-se pela sua eliminação para prosseguimento das análises realizadas a seguir. Além disto percebeu-se nas análises efetuadas no item 4.1.2 que para as operações de remoção da casca do material, com a utilização de diversas classes de pastilhas, a maioria não conseguiu mostrar bom rendimento usinando grandes trechos de material sem a utilização de fluido de corte, e optou- se por medir a tensão residual apenas das peças onde foi utilizado fluido de corte durante os ensaios.
Apenas para confrontar as duas situações (com fluido e sem fluido e com velocidades de corte maiores e as habituais) foram feitas duas medições: uma em um dos trechos usinados sem fluido e outra com velocidade de corte maior (600 m/min), que nestas análises também não foram consideradas.
A Tabela 20 mostra os valores de tensão residual encontrados. Todos os valores encontrados possuem o sinal (+), com valores de tração. Conforme revisão efetuada quanto
Teste Vc f ap Pastilha Tensão Residual [MPa] 1 110 0,1 0,25 2015 484,5 2 150 0,1 0,25 2015 417 3 110 0,2 0,25 2015 434,5 4 150 0,2 0,25 2015 222,5 6 110 0,1 0,5 2015 654 7 150 0,1 0,5 2015 299,5 8 110 0,2 0,5 2015 345,5 9 150 0,2 0,5 2015 572 20 110 0,1 0,25 1025 354,3 21 150 0,1 0,25 1025 326,4 22 110 0,2 0,25 1025 560 23 150 0,2 0,25 1025 492,5 25 110 0,1 0,5 1025 281,5 26 150 0,1 0,5 1025 329,5 27 110 0,2 0,5 1025 346 28 150 0,2 0,5 1025 406
maior o valor de compressão, ou menor o valor de tração na superfície da peça, melhores serão suas propriedades.
Tabela 20 – Valores de tensão residual encontrados
A medição realizada com o corpo de prova ensaiado com velocidade de corte elevada (600 m/min) obteve o valor de 225Mpa, e os parâmetros de corte utilizados foram: f=0,1mm/v, vc=600m/min, ap=0,25mm, com fluido de corte e classe de pastilha GC1025, ou
seja, os dados de corte (exceto a velocidade) são semelhantes aos testes 20 e 21, da Tabela 20. Com o aumento da velocidade de corte percebe-se que a tensão residual de tração diminuiu.
A medição realizada com o corpo de prova ensaiado sem fluido, obteve o valor de 512 Mpa e os dados de corte são iguais ao teste 1 da Tabela 20. Para esta condição de corte, a tensão residual de tração aumentou ainda mais na usinagem a seco.
A Figura 58 mostra a análise fatorial para os valores de tensão residual encontrados em função dos parâmetros de corte.
Figura 58 – Gráfico dos efeitos principais para a tensão residual
Percebe-se que a variável com menor influência é a profundidade de corte, quando as médias são estudadas. O aumento da velocidade de corte contribuiu para menores valores de tensão residual de tração encontrados, e estes resultados foram ainda mais pronunciados no corpo de prova onde se aumentou bruscamente a velocidade de corte, conforme exposto anteriormente. O decréscimo do avanço também contribuiu para a diminuição das tensões residuais, assim como a usinagem com pastilha de classe GC1025 e o aumento da profundidade de corte, apesar de ter influência menor.
Comparando a Figura 58 e a Figura 55 (estabilidade dimensional), percebe-se que com exceção da velocidade de corte, os parâmetros de corte influenciam os resultados de forma contrária, ou seja, enquanto que o aumento do avanço gerou tensões residuais menores, ao mesmo tempo gerou diferenças dimensionais maiores.
Percebe-se que a não utilização do fluido de corte influi negativamente a geração de tensões residuais e a estabilidade dimensional da peça, enquanto que os fenômenos mecânicos de deformação possuem influência contrária.
As Figuras 59 e 60 mostram o Diagrama de Pareto e o Gráfico de Interações respectivamente.
Figura 60 – Gráficos de interação para tensão residual
Nota-se na Figura 59 que nenhuma variável é significativa no estudo realizado (considerando uma confiabilidade de 95%), e que a interação de 3a ordem entre velocidade de corte, avanço e profundidade teve maior influência do que qualquer variável sozinha. Para que as interações do gráfico de Pareto entrem na faixa de significância, seria necessário se trabalhar com uma incerteza de aproximadamente 30%, o que seria uma probabilidade de erro muito grande.
A Figura 60 mostra que, a única combinação de fatores que não mostrou interação foi o avanço com a profundidade de corte, dificultando um pouco mais as análises, com o grande número de interações presentes.
A velocidade de corte possui influência na formação das tensões residuais. Quando analisada com os outros fatores, seu comportamento se inverte, dependendo dos parâmetros de corte utilizados. Quando o menor valor da velocidade foi utilizado e os outros valores
aumentados, os valores da tensão residual diminuíram, e quando a velocidade de corte subiu, o aumento dos outros parâmetros de corte causaram aumento das tensões residuais. Aparentemente, existe um ponto ótimo de deformação vs. Efeito térmico para que as menores tensões residuais de tração sejam alcançadas. A classe da pastilha também mostrou ter grande interação com os outros fatores. Portanto, variando os parâmetros de corte selecionados, pode- se concluir que a formação da tensão residual com este material (neste caso) é influenciada mais pelos fenômenos térmicos do que os mecânicos de deformação.
Como as classes de pastilhas mostraram ter grande influência no estudo das tensões residuais, e interação grande com todos os fatores estudados, optou-se por estudar seus efeitos separadamente.
A Figura 61 mostra o gráfico dos efeitos principais sobre a tensão residual considerando a classe de pastilha GC1025, que apresentou em média valores de tensão residual de tração 10% menores do que a classe GC 2015. A Figura 62 mostra o Diagrama de Pareto e a Figura 63 os Gráficos de Interações para a mesma pastilha.
Figura 61 – Gráfico dos efeitos principais para a classe de pastilha GC1025
Figura 63 – Gráficos de interações para os efeitos da classe de pastilha GC1025
Percebe-se nas figuras anteriores que nenhum fator mostrou ser significante no estudo. Mas o avanço, a profundidade de corte e a interação entre ambos foram os mais influentes, nesta seqüência. A velocidade de corte praticamente não influenciou nos resultados, quando esta classe de pastilha foi utilizada.
Para melhor entender os resultados, serão analisados os gráficos de contorno apresentados nas Figuras 64 e 65 para a classe GC1025.
Figura 64 – Gráficos de contorno para tensão residual com ferramenta de classe GC1025 e parâmetros altos
Nota-se na Figura 65 no gráfico “ap x vc” que com o avanço de 0,1mm/v utilizado com
esta classe de ferramenta, mesmo variando a velocidade de corte e a profundidade, os valores da tensão residual de tração encontrados foram os menores. O mesmo não acontece na Figura 64 onde, para atingir o menor valor de tensão residual, foi necessário utilizar velocidade de corte baixa e profundidade de corte alta. Portanto com a análise dos gráficos, percebe-se que para a classe de pastilha GC1025, a melhor condição de usinagem para a tensão residual foi obtida com a utilização do menor avanço, independente dos outros parâmetros de corte, o que pode também ser deduzido através da Figura 61, que mostra o avanço como o fator mais influenciador. O aumento do ap contribuiu ainda mais para a obtenção dos menores valores
encontrados e foi o segundo parâmetro mais influenciador. As Figuras 66 e 67 mostram os gráficos de superfície para as mesmas análises.
Figura 65 – Gráficos de contorno para tensão residual com ferramenta de classe GC1025 e parâmetros baixos
Apesar da Figura 62 não apresentar nenhum parâmetro significativo, tentou-se estabelecer através de regressão linear um modelo empírico para correlacionar os parâmetros de corte com a tensão residual, utilizando-se a pastilha de classe 1025 que demonstrou ser a melhor opção para este estudo até o momento. A equação 17 descreve a regressão. Os detalhes encontram-se no apêndice C deste trabalho.
(17) p
c
res
=
320+0,20V
+1232
f
−390a
σ
Nunca é demais lembrar que o modelo anterior aplica-se somente a este caso, ou seja, na usinagem do super-duplex em questão, com os limites de usinagem estabelecidos neste trabalho (f: 0,1-0,2 mm/v ; vc : 110-150 m/min ; ap: 0,25-0,5 mm) utilizando o fluido
caracterizado em “Materiais e Métodos”. O mesmo vale para a pastilha (VNMG 160404-MF – 1025) e não é possível prever extrapolações do modelo com parâmetros de corte diferentes.
Figura 66 – Gráficos de superfície para tensão residual com ferramenta de classe GC1025 e parâmetros altos
Vc [m/min] f [mm/v] ap [mm] Pastilha Tensão medida [MPa] Tensão calculada [MPa] Diferença [MPa] Diferença em % 110 0,1 0,25 1025 354,3 367,7 -13,4 -3,78 150 0,1 0,25 1025 326,4 375,7 -49,3 -15,10 110 0,2 0,25 1025 560 490,9 69,1 12,34 150 0,2 0,25 1025 492,5 498,9 -6,4 -1,30 110 0,1 0,5 1025 281,5 270,2 11,3 4,01 150 0,1 0,5 1025 329,5 278,2 51,3 15,57 110 0,2 0,5 1025 346 393,4 -47,4 -13,70 150 0,2 0,5 1025 406 401,4 4,6 1,13
Figura 67 – Gráficos de superfície para tensão residual com ferramenta de
classe GC1025 e parâmetros baixos
A Tabela 21 descreve os valores medidos e os valores calculados através da equação 17, bem como as diferenças em porcentagem.
Bouzid Saï, Bem Salah e Lebrun (2001) realizaram alguns experimentos de fresamento, a fim de iniciar o estudo da integridade superficial de um aço ao carbono 1020 e um aço inoxidável duplex, porém não efetuaram medições de tensão residual para o inoxidável. Os resultados mostraram que com o aumento do avanço e da velocidade de corte (considerando o conjunto e não os fatores individualmente) ocorreu aumento das tensões residuais de tração nos dois sentidos do material fresado.
Capello et al. (1999) estudaram a influência dos parâmetros de corte na tensão residual de 2 materiais endurecidos no processo de torneamento. Os autores citam que, devido ao baixo aquecimento na peça de trabalho durante o torneamento, é esperado que o efeito térmico alivie a tensão residual gerada pelos campos de deformação e, portanto, os fatores que mais influenciam a formação da tensão residual são aqueles que mais afetam a deformação e a temperatura durante o processo. A velocidade de corte e o ângulo de saída primário são os fatores que mais influenciam as tensões residuais, segundo a revisão realizada pelos autores, porém os experimentos mostraram que, os fatores mais influentes foram o avanço e o raio de ponta da ferramenta. A velocidade de corte e o ângulo de saída tiveram relevância secundária. O aumento da velocidade de corte, a diminuição do avanço, a diminuição do raio de ponta, e o aumento positivo do ângulo de saída produziram peças com menor tensão residual de tração.
Já os resultados obtidos por Delijaicov (2004) mostraram que o aumento da velocidade de corte, a diminuição do avanço e o aumento do raio de ponta fazem com que a tensão residual de compressão diminua, ou seja, os trabalhos convergem apenas para o raio de ponta, considerando que os mesmos foram realizados com materiais endurecidos.
Brinksmeier et al. (1982) citam que o aumento da temperatura de corte, favorece o aumento da tensão residual de tração.
Jang et al. (1996) durante torneamento de aço inoxidável AISI 304, concluíram que a afiação da ferramenta influencia mais na tensão residual do que os parâmetros de corte, porém
baixo avanço (0,08mm/v), grande profundidade de corte (1mm) e baixa velocidade de corte (<180 rpm = 30m/min) produziram peças com os menores valores de tensão residual de tração.
Já Saoubi et al. (1999) durante experimentos com corte ortogonal em peças cilíndricas de AISI 316L, concluíram que a tensão residual aumenta em torno de 20% com o aumento da velocidade de corte (trabalhando em faixas de 100 a 200m/min). Os autores também encontraram mudanças significativas nos valores de tensão residual quando foram testadas diferentes coberturas para os insertos e concluíram que a diminuição do atrito devido ao revestimento utilizado diminuiu a temperatura na região de corte e fez com que menores valores de tensão residual de tração fossem atingidos. Ainda citam que os efeitos térmicos causados por esta mudança no atrito foi a variável que mais contribuiu para a caracterização da superfície durante os ensaios. Os autores ainda concluíram que o avanço não teve influência significativa na tensão residual, mas que seu aumento faz com que a camada de tensão de tração superficial cresça assim como as tensões de compressão abaixo da superfície.
Shaw (2005) durante o corte ortogonal de um aço de baixo carbono, encontrou valores de tensão residual perpendiculares à direção de corte de tração em todos os corpos de prova. Maiores valores de tensão residual de tração foram obtidos com baixas velocidades de corte e baixas profundidades de corte.
Comparando os resultados obtidos com os trabalhos pesquisados, percebe-se semelhança em vários pontos. Bouzid Saï, Bem Salah e Lebrun (2001) citam que o aumento da velocidade de corte e do avanço aumentaram os valores de tensão residual de tração, o que se assemelha a este estudo. O trabalho de Jang et al. (1996) durante torneamento de aço inoxidável AISI 304, mostra resultados semelhantes ao deste trabalho, no qual baixo avanço, grande profundidade de corte e baixa velocidade de corte produziram peças com os menores valores de tensão residual de tração. Os valores encontrados foram da ordem de 600 Mpa.
O trabalho de Saoubi et al. (1999) coincide em parte com este trabalho, no qual o aumento da velocidade de corte produziu peças com maior tensão residual, e ocorreram mudanças significativas na tensão residual quando a usinagem foi feita com diferentes revestimentos.
Percebe-se que a caracterização da tensão residual não pode ser generalizada, que depende grandemente das variáveis de influência estudadas e de suas magnitudes utilizadas nos trabalhos, e que pequenas mudanças no processo ou nos parâmetros de corte alteram totalmente suas tendências.
Um fato que dificulta bastante as análises conforme supracitado é a diferente distribuição das fases na superfície gerada, e o fato de que cada fase contribui de forma diferente para a formação das tensões residuais.
As conclusões que podem ser tiradas nas análises de tensão residual para este material, nos levam a crer que o recobrimento da pastilha teve importante função na geração de tensões, conforme mostram os gráficos de interação estudados. Quando os gráficos dos efeitos principais foram estudados para a classe de pastilha GC 2015, todos os parâmetros de corte tiveram influência contrária aos valores encontrados para a classe GC 1025. Assim, as mudanças no atrito durante a usinagem para as duas classes mostram-se fundamentais para a geração das tensões, uma vez que estão ligadas diretamente aos fenômenos térmicos e aos esforços de corte, que também são responsáveis pela geração das tensões residuais.
As mudanças na temperatura e conseqüentemente alívio maior ou menor das tensões residuais geradas no torneamento se mostraram mais importantes que os fenômenos de deformação no estudo, uma vez que influi totalmente nas análises dos mesmos, porém é preciso observar a influência de cada um dos parâmetros de corte com o revestimento adequado.
Perfil de micro-dureza 0 100 200 300 400 500 600 0 0,02 0,04 0,06 0,08 0,1 0,2 0,4 Distância da superfície (mm) M ic ro -d u re za ( H V 0, 05 ) Ferrita Austenita Polinômio (Ferrita) Polinômio (Austenita)
Diante dos fatos mencionados, e considerando que há interação entre quase todas as variáveis, conforme mostra a Figura 60 acredita-se que o erro de 15% obtido na regressão linear mostra-se razoável, e o modelo foi aceito para descrever o comportamento da tensão residual para a classe GC 1025.
4.2.5 Respostas obtidas para as medições de micro-dureza
Com os espaçamentos ilustrados na Tabela 8, foi possível construir o perfil de micro- dureza de cada fase dos corpos de prova. A Figura 68 ilustra um exemplo. Todos os valores das medições efetuadas encontram-se no “anexo A”.
Figura 68 – Perfil de micro dureza do corpo de prova 2 da Tabela 9 (vc =150m/min; f=0,1mm/v;