AVALIAÇÃO DE TENSÕES RESIDUAIS GERADAS NO AÇO...

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SOCIEDADE EDUCACIONAL DE SANTA CATARINA

CENTRO UNIVERSITÁRIO TUPY - UNISOCIESC

PROGRAMA DE MESTRADO EM ENGENHARIA MECÂNICA

ESTUDO DA UTILIZAÇÃO DE UM NOVO ENSAIO NÃO DESTRUTIVO

MICROMAGNÉTICO NA AVALIAÇÃO DA QUALIDADE SUPERFICIAL DO AÇO

VP100 APÓS PROCESSO DE FRESAMENTO

VANDERLEI DA SILVA

Joinville

2014

1

VANDERLEI DA SILVA

ESTUDO DA UTILIZAÇÃO DE UM NOVO ENSAIO NÃO DESTRUTIVO

MICROMAGNÉTICO NA AVALIAÇÃO DA QUALIDADE SUPERFICIAL DO AÇO

VP100 APÓS PROCESSO DE FRESAMENTO

Dissertação de mestrado submetida

ao Centro Universitário Tupy como

requisito parcial para obtenção do

título de Mestre em Engenharia

Mecânica sob orientação do

Professor Dr. Freddy Armando

Franco Grijalba.

Joinville

2014

3

RESUMO

SILVA, Vanderlei da. Estudo da utilização de um novo ensaio não destrutivo

micromagnético na avaliação da qualidade superficial do aço VP100 após

processo de fresamento. Dissertação de Mestrado. UNISOCIESC, Joinville, 2014.

O presente trabalho tem como objetivo avaliar níveis de dureza e tensões residuais

(quantitativamente) no aço VP100 após procedimento de fresamento de topo via

ensaio não destrutivo micro magnético, especificamente a técnica de medição do

Ruído Magnético de Barkhausen (RMB). O RMB é altamente sensível às mudanças

microestruturais de materiais ferromagnéticos e em diversas pesquisas tem sido

utilizado na avaliação de tensões residuais decorrentes de efeitos mecânicos ou

térmicos, níveis de dureza e deformações plásticas. Para o desenvolvimento dessa

dissertação foram usinados corpos de prova de aço VP100, e utilizadas diferentes

condições de corte onde foram variados os fatores: Velocidade de corte (3 níveis),

avanço por dente (3 níveis) e profundidade de corte (2 níveis). Na usinagem foi

utilizada uma fresa de topo com 20 mm de diâmetro e duas arestas de corte

juntamente com um centro de usinagem CNC. Nas amostras foram feitas medições

de RMB, tensões residuais pela técnica de difração de raios-X e dureza superficial.

Os resultados da análise da influência dos parâmetros de corte na variação de

dureza superficial mostraram que a profundidade de corte é a principal responsável

pelas alterações nos resultados obtidos. Quando comparados os resultados do RMB

com as medidas de dureza não foram encontradas correlações aceitáveis, pois as

variações de dureza não foram suficientes para o RMB demonstrar sensibilidade nos

resultados. Similarmente num estudo comparativo de diferentes parâmetros do RMB

com as amplitudes das tensões residuais obtidas via raios-X, os resultados não

corresponderam, isto pela suposta superposição de mudanças geradas no material:

tensão residual, deformação plástica, dureza, etc. Finalmente foi feito um estudo da

sensibilidade do RMB na detecção de mudanças microestruturais geradas na largura

das pistas de usinagem, onde foi verificada uma alta sensibilidade da técnica.

Palavras-chave: Fresamento, Tensões residuais, Microdureza, Ruído Magnético de

Barkhausen.

4

ABSTRACT

SILVA, Vanderlei da. Estudo da utilização de um novo ensaio não destrutivo

micromagnético na avaliação da qualidade superficial do aço VP100 após

processo de fresamento. Dissertação de Mestrado. UNISOCIESC, Joinville, 2014.

This study aims to evaluate levels of hardness and residual stresses (quantitatively)

in steel VP100 after end milling procedure via micro magnetic nondestructive testing,

specifically the technique of measuring the Magnetic Barkhausen Noise (RMB). The

RMB is highly sensitive to microstructural changes of ferromagnetic materials and

various surveys has been used in the evaluation of residual stresses arising from

mechanical or thermal effects, levels of hardness and plastic deformation. For the

development of this dissertation specimens of steel VP100 were machined, and

different cutting conditions where the factors were varied: cutting speed (3 levels),

feed per tooth (3 levels) and were used cutting depth (2 levels).In machining, an end

mill 20 mm diameter and two cutting edges were used in conjunction with a CNC

machining center. Measurements in samples of RMB, residual stresses by diffraction

of X-rays and surface hardness were made. The results of the analysis of the

influence of cutting parameters on the variation of surface hardness showed that the

depth of cut is the main responsible for the changes in the results obtained.

Comparing the results of the RMB with the hardness measurements, unacceptable

correlations were found, because the hardness variations were not sufficient to

demonstrate the sensitivity of the results RMB. Similarly, a comparative study of

different parameters of the RMB to the amplitudes of the residual stresses obtained

via X-ray, the unmatched results that the alleged overlapping of changes generated

in the material: residual stress, plastic deformation, hardness, etc. Finally a study of

the sensitivity of the RMB was made to detect microstructural changes generated in

the machining width of lanes, where it was detected a high sensitivity of the

technique.

Keywords: Milling, Residual Stresses, Hardness, Magnetic Barkhausen Noise.

5

DEDICATÓRIA

Dedico esse trabalho a Deus por ter iluminado meu caminho; a minha esposa

Patrícia e a meus pais Avelino e Irma, pela paciência, auxílio e companheirismo.

6

AGRADECIMENTOS

Ao Professor Dr. Freddy Armando Franco Grijalba pela amizade, orientações,

confiança e sábias palavras que fizeram do mestrado uma etapa de grande

transformação em meu processo de aprendizagem;

Aos docentes do Programa de Mestrado que transmitiram suas experiências e

conhecimentos;

Ao Professor Dr. Julio Cesar Klein das Neves (UTFPR) que viabilizou as medições

de Difração de raios-X;

A UNISOCIESC pela disponibilização dos laboratórios para realização dos ensaios;

Ao ISI (Instituto Senai de Inovação) pela disponibilização de mão de obra técnica e

do equipamento Microdurômetro;

7

LISTA DE FIGURAS

Figura 1 - Formatos de fresas e aplicações em diversas superfícies ........................ 18

Figura 2 - Representação dos fatores: Penetração de trabalho (ae) e Profundidade

de Corte (ap) ............................................................................................................. 19

Figura 3 - Sentido de corte adotados no fresamento (a) concordante (b) discordante

.................................................................................................................................. 20

Figura 4 - Ângulo de penetração - Vickers ................................................................ 21

Figura 5 - Penetrador e impressão Vickers ............................................................... 22

Figura 6 - Microdureza x Profundidade medida – Aço VP100 ................................... 23

Figura 7 - Perfil de dureza do aço AISI - SAE 4340 submetido ao processo de retífica

[severo e moderado] ................................................................................................. 24

Figura 8 - Influência dos Parâmetros vc, fn e ap na Dureza do Material ABNT 4340 25

Figura 9 - Influência da profundidade de corte (ap) e avanço por dente (fz) na dureza

superficial do aço H13 ............................................................................................... 26

Figura 10 - Resultados de Microdureza – Fresamento Aço VP100 ........................... 27

Figura 11 - Influência de Parâmetros de Fresamento na Microdureza - VP100 ........ 28

Figura 12 - Testes de Dureza realizados no aço VP100 ........................................... 29

Figura 13 - Análise de Desgaste de Flanco x Volume Removido .............................. 30

Figura 14 - Tensões residuais I, II e III ordem distribuídas ao longo dos grãos ........ 32

Figura 15 - Tensões residuais macroscópicas. A1, A2 e A3 = áreas, M = momento e

σt = tensões de tração e σc = tensões de compressão ............................................. 33

Figura 16 - Distribuição das tensões residuais na superfície fresada do aço 4340

temperado e revenido ............................................................................................... 36

Figura 17 - Posicionamento das zonas de cisalhamento .......................................... 37

Figura 18 - Tensões Residuais Geradas no Fresamento do Aço VP100 .................. 38

Figura 19 - Equipamento utilizado para técnica de medição de tensões residuais –

furo cego ................................................................................................................... 41

Figura 20 - Dimensões geradas pelo furo executado pelo equipamento de medição

das tensões residuais ................................................................................................ 42

Figura 21 - Difração de Raios – X ............................................................................. 44

Figura 22 - Experimento realizado por Heinrich Barkhausen .................................... 45

8

Figura 23 - Ruído Magnético de Barkhausen e curva de histerese associada.

Medição realizada em um aço SAE – 4140 .............................................................. 45

Figura 24 - Reorientação de domínios produzida por tensões de tração .................. 46

Figura 25 - Sonda de medição do RMB .................................................................... 48

Figura 26 - Sinal do RMB .......................................................................................... 48

Figura 27 - Exemplo de envelope do sinal RMB medido em um corpo de prova de

aço SAE 1070 ........................................................................................................... 50

Figura 28 - Comparativo de resultados nas medições de Raios-x e RMB em Aço-

Rolamento ................................................................................................................. 52

Figura 29 - Comparativo de resultados nas medições de Raios-x e RMB em Aço-

Rolamento ................................................................................................................. 52

Figura 30 - Correlação das medições de tensões residuais com uso de difração de

raios – x e técnica micromagnética ........................................................................... 53

Figura 31 - Organograma dos Ensaios Preliminares ................................................. 55

Figura 32 - Ferramenta (fresa) utilizada na usinagem dos experimentos ................. 57

Figura 33 - Centro de usinagem utilizado na execução dos experimentos ............... 57

Figura 34 - Corpo de prova – destaque para as pistas de usinagem ........................ 58

Figura 35 - Esquema de medição do RMB................................................................ 60

Figura 36 - Sinal de RMB obtido em amostras de aço P20 após fresamento. Sinal de

RMB em azul. Sinal de Campo aplicado em vermelho ............................................. 60

Figura 37 - Organograma dos Ensaios Finais ........................................................... 62

Figura 38 - Modelo de Centro de Usinagem Utilizado ............................................... 64

Figura 39 - Equipamento de Medição RMB............................................................... 67

Figura 40 - Posições das Medições de RMB............................................................. 68

Figura 41 – Pontos de medição do RMB na largura das pistas de usinagem ........... 68

Figura 42 - Difratômetro de raios-X (Estrutura Interna) ............................................. 69

Figura 43 - Região de Medição da Difração de raios-X. ............................................ 71

Figura 44 - Posições das Medições da Difração de Raios-X .................................... 71

Figura 45 - Resultados da medição do RMBRMS adotando Freqüência de 20Hz e

Campo de 1,3A ......................................................................................................... 74

Figura 46 - Resultados da medição do RMBRMS adotando Frequência de 20Hz e

Campo de 2,2A ......................................................................................................... 75


Campo de 1,3A ......................................................................................................... 75

9


Campo de 2,2A ......................................................................................................... 76

Figura 49 - Influência dos Fatores ap e vc ................................................................ 78

Figura 50 - Teste de Normalidade das Amostras ...................................................... 78

Figura 51 - Medições de RMB antes do alívio de tensões ........................................ 79

Figura 52 - Medições de RMB após alívio de tensões .............................................. 80

Figura 53 - Medições de Microdureza Vickers. ......................................................... 82

Figura 54 - Influência dos Fatores Vc, Fz e ap na Microdureza ................................ 83

Figura 55 - Estudo dos Efeitos dos Parâmetros na Microdureza .............................. 83

Figura 56 - Estudo da Temperatura no Fresamento x Profundidade de Corte .......... 85

Figura 57 - Resultados de Microdureza (HV) x RMBrms .......................................... 87

Figura 58 - Níveis de tensão residual obtidos antes e após alívio de tensões .......... 90

Figura 59 - Valores de Tensão Residual pela Difração de Raio-X – Posição Meio da

Pista .......................................................................................................................... 90

Figura 60 - Valores de Tensão Residual pela Difração de raios-X - Posição

Interpistas .................................................................................................................. 91

Figura 61 - Posição de Pico (RMB) x Difração de raios-X. (A) Posição meio da pista,

.................................................................................................................................. 94

Figura 62 - Marcas da Ferramenta - Peça 22............................................................ 96

Figura 63 - Correlação – Varredura do RMB x Marcas superficiais - Peça 22 .......... 97

Figura 64 - Marcas da Ferramenta - Peça 4.............................................................. 98

Figura 65 - Correlação - Varredura do RMB x Marcas superficiais - Peça 4 ............. 99

10

LISTA DE TABELAS

Tabela 1- Mecanismos geradores de tensões residuais ........................................... 34

Tabela 2 - Profundidades aproximadas dos sinais de RMB, dependentes das

frequências de emissão. ........................................................................................... 47

Tabela 3 - Composição Química do Aço P20............................................................ 56

Tabela 4 - Limites dos Parâmetros de Corte ............................................................. 58

Tabela 5 - Planejamento fatorial dos experimentos gerado pelo software Minitab.... 59

Tabela 6 - Grupos de Experimentos para análise estatística .................................... 59

Tabela 7 - Composição Química do Aço VP100 ....................................................... 63

Tabela 8 - Limites dos Parâmetros de Corte ............................................................. 65

Tabela 9 - Planejamento Experimental dos Ensaios Finais ...................................... 66

Tabela 10 – Parâmetros utilizados na medição de tensões resíduas por difração de

Raios-X...................................................................................................................... 70

Tabela 11 – Medições de Microdureza ..................................................................... 81

Tabela 12 - Microdureza x Parâmetros do RMB ....................................................... 86

Tabela 13 - Coeficiente de Correlação R2 entre os valores de Microdureza e os

diferentes................................................................................................................... 87

Tabela 14 – Amplitude dos parâmetros de análise do RMB nas duas posições de

medida. ..................................................................................................................... 92

Tabela 15 – Índice de correlação R2 entre diferentes parâmetros do RMB e Tensões

residuais por difração de Raios-X. ............................................................................ 93

11

LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS

RMB Ruído Magnético de Barkhausen

ap

vc

Profundidade de Corte

Velocidade de Corte

ae

fz

vf

END

HSC

RMBrms

RMBcurtose

RMBA-PICO

RMBP-PICO

Penetração de Trabalho

Avanço por Dente

Velocidade de Avanço

Ensaio Não Destrutivo

High Speed Cuting

Valor rms do sinal de RMB

Curtose do sinal de RMB

Amplitude de pico do envelope do sinal de RMB

Posição de pico do envelope do sinal de RMB

RMBL-PICO Largura de pico do envelope do sinal de RMB

12

SUMÁRIO

1 INTRODUÇÃO ................................................................................................... 14

2 REVISÃO DA LITERATURA .............................................................................. 17

2.1 PROCESSOS DE FABRICAÇÃO................................................................ 17

2.1.1 Fresamento ........................................................................................... 17

2.2 INTEGRIDADE SUPERFICIAL .................................................................... 20

2.2.1 Microdureza ........................................................................................... 20

2.2.2 Influência dos Parâmetros de Corte na Microdureza ............................. 23

2.3 ESTUDO DA USINABILIDADE E CARACTERÍSTICAS DO AÇO VP100 .. 28

2.4 TENSÕES RESIDUAIS ................................................................................ 30

2.4.1 Tensões Residuais Macroscópicas ....................................................... 32

2.4.2 Tensões Residuais Microscópicas ......................................................... 33

2.4.3 Mecanismos de Geração de Tensões Residuais................................... 33

2.4.4 Efeitos das Tensões Residuais.............................................................. 34

2.4.5 Tensão Residual no Fresamento ........................................................... 35

2.4.6 Medição das Tensões Residuais ........................................................... 39

2.4.7 Método do furo cego incremental .......................................................... 40

2.4.8 Técnica de ultra - som ........................................................................... 42

2.4.9 Método da Difratometria de Raios - X .................................................... 43

2.4.10 Método do Ruído Magnético de Barkhausen ..................................... 44

2.4.10.1 Profundidade da Medida do Ruído Magnético de Barkhausen ...... 46

2.4.10.2 Medição do Ruído Magnético de Barkhausen ................................ 48

2.4.10.3 Análise dos Sinais .......................................................................... 49

2.5 TENSÕES RESIDUAIS POR RUÍDO MAGNÉTICO DE BARKHAUSEN X

DIFRATOMETRIA DE RAIOS-X ........................................................................... 51

3 MATERIAIS E MÉTODOS ................................................................................. 54

3.1 ENSAIOS PRELIMINARES ......................................................................... 54

3.1.1 Material .................................................................................................. 56

3.1.2 Ferramenta Utilizada ............................................................................. 56

3.1.3 Processo de Usinagem .......................................................................... 57

3.1.4 Planejamento dos Experimentos ........................................................... 58

13

3.1.5 Medição do Ruído Magnético de Barkhausen ....................................... 59

3.2 ENSAIOS FINAIS ........................................................................................ 61

3.2.1 Material .................................................................................................. 63

3.2.2 Máquina e Ferramenta .......................................................................... 63

3.2.3 Planejamento dos Experimentos ........................................................... 64

3.2.4 Medição do Ruído Magnético de Barkhausen ....................................... 67

3.2.5 Medição da Difração de Raios-X ........................................................... 69

3.2.6 Medição da Dureza ................................................................................ 72

4 RESULTADOS E DISCUSSÕES ....................................................................... 73

4.1 ENSAIOS PRELIMINARES ......................................................................... 73

4.2 ENSAIOS FINAIS ........................................................................................ 79

4.2.1 Resultados de Dureza ........................................................................... 81

4.2.2 Correlação Dureza x RMB ..................................................................... 86

4.2.3 Resultados de RMB x Difração de Raios-X ........................................... 88

4.2.4 Varredura do RMB nas Pistas de Usinagem ......................................... 95

5 CONCLUSÕES ................................................................................................ 101

6 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ................................................................. 103

APÊNDICE A ........................................................................................................... 111

APÊNDICE B ........................................................................................................... 112

14

1 INTRODUÇÃO

As indústrias fabricantes de moldes de injeção estão em constante

crescimento produtivo devido ao frequente aumento do consumo de materiais

poliméricos. Tais moldes fabricados são constituídos por corpos de metal fundidos e

suas cavidades são geradas através de processos de fresamento. O aço aplicado no

molde tem ação direta nos custos de produção devido a fatores de usinabilidade e

propriedades específicas de cada material.

Os moldes de injeção de plásticos são geralmente fabricados por meio de

complexas operações de usinagem, devido à necessidade de fornecer as

geometrias próprias do produto final. Os aços mais utilizados são os que apresentam

dureza em torno de 32 HRC, em caso mais específico, o material mais difundido é o

P20 (similar ao DIN 1.2738). Os fatores que favorecem seu uso estão

fundamentados em usinabilidade e polibilidade. O aço VP100 é um material

relativamente novo e apresenta elementos de liga como Cromo, Níquel e Manganês

que favorecem o processo de tratamento térmico de têmpera realizado nos moldes

devido às necessidades de aplicação e produção.

Os processos de usinagem, como fresamento, são responsáveis pela

determinação das geometrias projetadas por meio da remoção do excesso de

material existente em blocos de matéria prima. Em tais processos, geralmente são

geradas tensões residuais nas camadas superficiais. Tensões residuais agem em

um corpo mesmo quando não existam tensões externas atuando sobre o mesmo

(NORCINO et al., 2009).

Essas tensões residuais são originadas pela superposição de tensões

exercidas durante o processo de fabricação, que são influenciadas por fatores

térmicos (variações de gradiente de temperatura provocado pelo contato entre

ferramenta e peça), fatores mecânicos (originados pelas forças de remoção de

material) e deformação plástica na superfície. Além disso, também devem ser

consideradas as tensões residuais pré-existentes em todos os materiais vindas de

operações anteriores (MARTINS et al. 2004)

Os fabricantes de moldes para injeção de polímeros fabricam cavidades e

componentes segundo as características próprias do produto solicitado pelo cliente

15

final. Sendo assim, diversas peças são de caráter unitário e sem geração de réplicas

devido a questões de custo x benefício. Para que em tais produtos seja possível a

realização da análise de tensões residuais faz-se necessária a aplicação de uma

técnica não destrutiva para posterior reaproveitamento do material. A técnica não

destrutiva mais utilizada para medição de tais tensões é conhecida como Técnica de

Difração de raios-X. Esse método é muito eficiente em suas medições, mas possui

alguns aspectos negativos que podem se transformar em grandes problemas para

as empresas. Alguns desses pontos são: elevado custo do equipamento, grande

tempo para análise dos resultados e o fato de que o processo de medição

geralmente requer a utilização de amostras pequenas, tornando o ensaio, destrutivo.

Por esse motivo, pesquisas atuais abordam como tema o uso de uma técnica de

Ensaio não Destrutivo (END) micromagnética baseada na medição do ruído

magnético de Barkhausen (RMB).

O RMB é gerado somente em materiais ferromagnéticos. Estes materiais

contêm pequenas regiões magnéticas, chamadas domínios, magnetizadas em

direções magnéticas distintas uma das outras. Quando estes materiais são

submetidos a campos magnéticos variáveis, faz com que o tamanho e direção dos

domínios magnéticos mudem. O RMB é principalmente produzido pelo movimento

discreto e irreversível das paredes de domínio em um ciclo de magnetização. No

processo de magnetização, as paredes de domínio ficam temporariamente

ancoradas em irregularidades microestruturais tais como, precipitados, vacâncias,

contornos de grão e discordâncias. Por tanto o RMB é sensível a variações

microestruturais, e tem sido utilizado como END na avaliação de: tensões aplicadas

e residuais, (JILES, 1989; MAKAR, 2000; MINATSEVICH et al, 2000) estados de

dureza (DAVUT, 2007; GUR, 2007), tratamentos térmicos (HARENDRA et al.,2010;

MONLEVADE et al, 2012), processos de usinagem (HIRSCH,2010; MOORTHY et al,

2005) etc.

Nesse contexto, o presente trabalho estuda a possibilidade de utilizar a técnica

de medição do RMB na avaliação da qualidade superficial do aço VP100 após

processo de fresamento.

16

OBJETIVO GERAL

Avaliar quantitativamente as tensões residuais geradas no aço VP100 e a

microdureza do material após processo de fresamento via ensaio não destrutivo

micro magnético.

OBJETIVOS ESPECÍFICOS

Estudar a influência dos parâmetros; velocidade de corte, avanço por dente e

profundidade de corte, na geração de tensões residuais e dureza;

Avaliar o efeito de diferentes parâmetros de medida e análise do Ruído

Magnético de Barkhausen na detecção de tensões residuais e dureza;

Comparar os resultados do Ruído Magnético de Barkhausen com as

medições de microdureza Vickers e as amplitudes das tensões residuais via

difração de raios-X com a finalidade de estabelecer possíveis correlações;

ESTRUTURA DO TRABALHO

A estrutura deste trabalho está dividida em 4 partes: Introdução; Revisão de

Literatura, Materiais e Métodos e Resultados e Discussão.

A revisão de literatura tem como principal objetivo a coleta de referências e

informações sobre fresamento, microdureza, tensões residuais e suas técnicas de

medição. A etapa de materiais e métodos apresenta as etapas e fatores envolvidos

para a execução da pesquisa. O capítulo referente aos Resultados Esperados

apresenta supostas conclusões que deverão ser alcançadas com o desenvolvimento

da pesquisa.

17

2 REVISÃO DA LITERATURA

2.1 PROCESSOS DE FABRICAÇÃO

Os processos de fabricação podem ser divididos em dois grupos: processo

com remoção de material (cavaco) e processo sem remoção de material. Os

processos que não envolvem procedimentos de retirada de materiais mais

conhecidos são: fundição, soldagem, forjamento entre outros. Os exemplos de maior

destaque em processos que envolvem remoção de material em forma de cavaco

são: fresamento, torneamento, retificação, furação, aplainamento, mandrilamento,

retificação, brochamento e serramento (FERRARESI, 2006; MACHADO E SILVA,

1999; DINIZ, MARCONDES e COPPINI, 2006).

Define-se como cavaco o material excessivo retirado do corpo de matéria

prima buscando a obtenção da geometria projetada ao produto. Seus formatos têm

relação direta com a ferramenta utilizada, condições de corte adotadas como

também as características próprias do material (FERRARESI, 2006).

2.1.1 Fresamento

Conforme Ferraresi (2006), o fresamento é um “processo mecânico de

usinagem destinado à obtenção de superfícies quaisquer com auxílio de ferramentas

geralmente multicortantes”. Tal processo pode ser realizado tangencialmente,

frontalmente à superfície da peça ou ambos.

Conforme (Machado e Silva, 1999; Diniz, Marcondes e Coppini, 2006),

fresamento é um processo de usinagem caracterizado pela utilização de ferramentas

que possuem geralmente formato geométrico cilíndrico e as mesmas constituem-se

de uma ou mais arestas cortantes que são simetricamente distribuídas em torno de

18

seu eixo. O processo de corte ocorre pela rotação da ferramenta juntamente com o

avanço desenvolvido em alguns casos pela própria peça fixa em uma mesa ou em

algumas máquinas o próprio fuso que prende a ferramenta é o responsável pela

movimentação e o contato entre ferramenta e bloco de matéria prima.

De modo geral, podem ser realizados procedimentos de fresamento onde

tanto a peça como a ferramenta pode assumir movimentos relativos, independentes

ou combinados, permitindo desta maneira, a realização e aplicação de grande

variedade de operações, gerando superfícies planas ou curvas, ranhuras, ressaltos,

roscas, engrenagens e outras configurações. O processo apresenta vantagens em

relação a variedade de formas que podem ser produzidas, na qualidade dos

acabamentos das superfícies, nas taxas de remoção de cavaco e na disponibilidade

de ampla variedade de ferramentas conforme pode ser observado na Figura 1

(DINIZ et al, 2006).

Figura 1 - Formatos de fresas e aplicações em diversas superfícies

Fonte - Sandvik (2000)

A máquina operatriz utilizada nos processos de fresamento recebe o nome de

fresadora. Estes equipamentos podem divididos e classificados em: fresadoras

verticais; fresadoras horizontais e fresadoras universais. Com o desenvolvimento

tecnológico, os equipamentos monitorados e controlados por CNC (Comando

19

Numérico Computadorizado) vêm se tornando comuns nos meios industriais de

pequeno, médio e principalmente grande porte.

Para o processo de fresamento ocorrer, alguns fatores como parâmetros de

corte, ferramenta a ser utilizada e formas de fixação do bloco de matéria prima

devem ser amplamente estudados e planejados. Entre os principais parâmetros de

cortes, pode-se citar a profundidade de corte (ap) (Figura 2), velocidade de corte

(vc), avanço por dente (fz), velocidade de avanço (vf), penetração de trabalho (ae) e

também o uso ou não de fluído lubrificante (FERRARESI, 2006).

Figura 2 - Representação dos fatores: Penetração de trabalho (ae) e Profundidade de Corte (ap)

Fonte: RIBEIRO et al (2006)

No processo de fresamento, o sentido de corte da ferramenta provoca

interferências no produto a ser produzido. Este sentido de corte pode ser classificado

em concordante ou discordante. Uma das formas de análise do sentido que está

sendo adotado é a verificação da espessura inicial e final do cavaco gerado. A

Figura 3 (a) apresenta a situação de fresamento concordante onde a espessura do

cavaco tem valor máximo no início do contato entre o dente da ferramenta e a peça

e mínimo na saída do mesmo. No entanto, a Figura 3 (b) representa exatamente a

situação oposta, ou seja, o fresamento discordante, onde a espessura máxima do

cavaco é dada na saída do contato do dente da fresa com o bloco de matéria prima.

20

Figura 3 - Sentido de corte adotados no fresamento (a) concordante (b) discordante

Fonte: CIMM (2013)

2.2 INTEGRIDADE SUPERFICIAL

O conjunto de condições superficiais e subsuperficiais apresentadas por um

material após processo de fabricação são conhecidos como integridade superficial.

Os principais fatores de alteração na integridade superficial são: mecânica,

metalurgia, química, alterações térmicas e elétricas. As tensões residuais são

consideradas alterações de integridade superficial de tipo mecânico provenientes de

alterações plásticas na estrutura do material (FIELD et al, 1997; BECKER et al,

2005; YOUSSEF, 2008).

2.2.1 Microdureza

Segundo Souza (1982), a propriedade mecânica denominada dureza é

amplamente utilizada por pesquisadores nas definições de materiais, em pesquisas

metalúrgicas e nos comparativos realizados entre diversos materiais de estudo.

Mesmo sabendo que o conceito de dureza é amplamente utilizado, não se pode

afirmar que todos os pesquisadores e profissionais a compreendem e a tomam como

21

única definição. Observe a seguir as definições de dureza adotadas por alguns

profissionais de segmentos mecânicos:

Metalurgista: resistência á deformação plástica permanente;

Engenheiro Mecânico: resistência na penetração de um material duro

em outro;

Projetista: Medida para conhecimento da resistência e do tratamento

térmico e sua resistência ao desgaste;

Técnico de Usinagem: medida de resistência ao corte do metal;

Mineralogista: medida da resistência ao risco que um material pode

fornecer a outro;

Neste trabalho, foi estudada a técnica de medição da microdureza

denominada Vickers. A técnica da dureza Vickers foi desenvolvida no ano de 1925 e

o processo consiste basicamente na penetração de uma ponta de diamante que

possui uma geometria designada como pirâmide de base quadrada e possui um

ângulo de 136º entre as faces opostas conforme pode ser observado na Figura 4.

Figura 4 - Ângulo de penetração - Vickers

Fonte: Souza (1982)

Conforme Souza (1982), o penetrador utilizado é praticamente indeformável

por ser constituído de diamante, favorecendo dessa forma o surgimento de

impressões similares quando acionado contra o material. As cargas adotadas no

equipamento para medição da dureza Vickers podem variar entre 1 e 100 kgf. As

variações de carga são necessárias para avaliar com maior exatidão no visor do

equipamento o losango gerado pela impressão, juntamente com a medição de suas

diagonais para posterior cálculo da dureza como pode ser analisado na Equação 1.

22

²

8544,1

²

2

136 2

piramidal superfície da área

carga

L

QHV

L

senQ

HV

(1)

O processo de medição de dureza Vickers possui grandes vantagens, como:

- Escala contínua;

- Impressões que não inutilizam o material em análise;

- Precisão nas medições;

- Penetrador praticamente indeformável;

- Escala única de dureza;

- Aplicação em qualquer espessura de material, inclusive para dureza superficiais;

Nos processos em que se deseja analisar as variações de dureza superficiais,

adota-se a técnica de medição da microdureza Vickers, que atua com cargas

inferiores a 1 kgf, sendo assim, as marcas geradas no material são mínimas e a

camada analisada é superficial (DEGARMO, 1997; SOUZA, 1982).

A Figura 5 apresenta a forma que o penetrador é inserido no material no

processo de medição, juntamente com a imagem gerada para posterior análise dos

valores das diagonais:

Figura 5 - Penetrador e impressão Vickers

Fonte: Souza (1982)

O processo de medição da dureza de um material está diretamente ligado a

três fatores: a geometria do penetrador utilizado, o material a ser analisado e a força

23

aplicada no processo. A medição da microdureza favorece a caracterização de

microconstituintes dos materiais.

2.2.2 Influência dos Parâmetros de Corte na Microdureza

Diversos autores já realizaram pesquisas sobre as influências dos parâmetros

de corte nas alterações da microdureza do material submetido ao processo de

usinagem.

Manarelli et al. (2012) realizaram testes de fresamento no aço VP100 com o

propósito de avaliar a rugosidade e a microdureza obtida nos corpos de prova após

variar os fatores velocidade de corte (vc) e avanço por dente (fz). A Figura 6

apresenta os resultados de microdureza obtidos com as medições dos corpos de

prova.

Figura 6 - Microdureza x Profundidade medida – Aço VP100

Fonte: Manarelli et al (2012)

Pode-se observar na Figura 6, que os resultados de microdureza obtidos com

as medições dos corpos de prova não apresentaram variações que pudessem

provar que as variações dos fatores implicaram diretamente em corpos de prova

24

com valores diferentes, pelo fato de que os desvios de cada análise coincidem entre

si.

Field et al (1997) apresentam na Figura 7, os resultados obtidos com a

medição de micro dureza de corpos de prova formados por aço AISI – SAE 4340

(temperado e revenido) que foram submetidos ao processo de retífica em atividades

severas e moderadas.

Figura 7 - Perfil de dureza do aço AISI - SAE 4340 submetido ao processo de retífica [severo e

moderado]

Fonte: Field et al (1976)

Pode-se observar na Figura 7 que na adoção de retífica moderada não

ocorrem alterações na microdureza do material em estudo, no entanto, em

atividades severas, os valores de microdureza foram oscilantes nas camadas

próximas a superfície sugerindo que os resultados obtidos com a medição da

microdureza sugerem mudanças na própria microestrutura do material submetido ao

processo.

Lima (2008), realizou diversos estudos de torneamento, fresamento e retífica

no aço ABNT 4340, com a finalidade de estudar as influências dos parâmetros vc, fz,

fn e ap nas alterações de tensões residuais e dureza do material em questão. De

acordo com as conclusões do autor, não se obteve resultados de grande expressão

significativa, no entanto, conforme pode ser observado na Figura 8, o fator de maior

influência na microdureza foi o fator fn (parâmetro de avanço).

O único ponto negativo que pode ser constatado com a leitura desse

documento, está no fato de que não foram realizados estudos estatísticos

25

aprofundados para evidenciar com maior clareza científica os resultados obtidos.

Tais estudos são sugeridos pelo autor no final de seu documento como trabalhos

futuros.

Figura 8 - Influência dos Parâmetros vc, fn e ap na Dureza do Material ABNT 4340

Fonte: Lima (2008)

Hioki (2006), em seus estudos de usinagem do aço H13 constatou que o

aumento da profundidade de corte (ap) provoca aumento da microdureza superficial,

no entanto, o aumento do avanço por dente (fz) provoca redução dos níveis de tal

resultado. A Figura 9 apresenta os resultados obtidos com seus experimentos.

26

Figura 9 - Influência da profundidade de corte (ap) e avanço por dente (fz) na dureza superficial

do aço H13

Fonte: Hioki (2006)

Rodrigues et al. (2013) realizaram experimentos para analisar a formação do

cavaco e as influências na microdureza do aço VP100 por meio das variações dos

parâmetros: velocidade de corte, profundidade de corte, avanço por dente e sentido

de corte (concordante e discordante).

As velocidades de corte adotadas nos corpos de prova tiveram valores

variados entre os denominados convencionais (200 m/min) e HSC (High-Speed

Cutting – 450 m/min).

A coleta dos valores de microdureza do material após processo de

fresamento foi realizada em uma cama 10 µm abaixo da superfície usinada. A Figura

10 apresenta uma análise estatística realizada pelos pesquisadores com a finalidade

de definir quais parâmetros foram mais influentes em seus resultados de

microdureza.

27

Figura 10 - Resultados de Microdureza – Fresamento Aço VP100

Fonte: Rodrigues et al. (2013)

Os resultados obtidos na Figura 10 sugeriram uma maior influência do

parâmetro Fz nos resultados de microdureza, sendo que, o aumento do mencionado

parâmetro provocou um crescimento diretamente proporcional nos índices de

microdureza. Os autores realizaram um estudo estatístico denominado ANOVA

(Análise de Variância) e não obtiverem resultados estatísticos confiáveis e que

demonstrem influência real de algum parâmetro de entrada no parâmetro de saída.

Norcino (2013) executou fresamentos no aço VP100 buscando analisar as

influências dos parâmetros velocidade de corte (vc) e avanço por dente (fz) na

microdureza (HV) dos corpos de prova. A Figura 11 apresenta os resultados

estatísticos alcançados com tais experimentos.

Mic

rod

ure

za

H

V

28

Figura 11 - Influência de Parâmetros de Fresamento na Microdureza - VP100

Fonte: Norcino (2013)

Pode-se observar na Figura 11, que o aumento do parâmetro velocidade de

corte trouxe influência direta na redução da microdureza do material, no entanto, o

avanço por dente teve influência oposta nessa variável de saída.

2.3 ESTUDO DA USINABILIDADE E CARACTERÍSTICAS DO AÇO VP100

As indústrias fabricantes de moldes a cerca de cinco anos possuem a sua

disposição um novo aço denominado VP 100 que de acordo com informações de

seus fornecedores (Villares Metals) surgiu no contexto industrial para uma suposta

substituição ao P20 que há anos vem sendo utilizado para confecção de moldes

para injeção de polímeros.

Os aços adotados em tais atividades são aqueles que apresentam dureza em

torno de 32 HRC. Os dois modelos acima citados se enquadram no quesito dureza,

29

no entanto, o VP100 promete melhorias em propriedades essenciais como:

polimento, resposta a texturização, usinabilidade e uniformidade de dureza.

O aço VP100 teve seu desenvolvimento voltado a uma capacidade de ser

endurecido via resfriamento mais lento que os processos que envolvem a têmpera

tradicional. Tal procedimento favorece ao material a criação de melhor

homogeneidade nos níveis de dureza de superfície quando comparados ao aço P20.

O fator resfriamento lento garante ao material, de acordo com o fabricante,

redução nas taxas de tensões residuais (MESQUITA et al. 2009; MEDEIROS et al.

2011).

A Figura 12 apresenta os testes de dureza superficial desenvolvidos pelo

fabricante do aço VP100.

Figura 12 - Testes de Dureza realizados no aço VP100

Fonte: Mesquita et al (2009)

Pode-se observar na Figura 12, que os níveis de dureza obtidos na superfície

do corpo de prova do aço VP100 apresentam resultados homogêneos.

O processo de usinagem do VP100 deve ser executado com adoção de

menores níveis de velocidade de corte e maiores taxas de avanço, garantindo desta

forma, melhor eficiência ao processo.

Por ser tratar de um material relativamente novo, pouco conteúdo científico

sobre os estudos do aço VP100 se encontra nas literaturas existentes (RODRIGUES

et al. 2013).

30

Medeiros et al. (2011) em seus estudos sobre usinabilidade do aço VP100

aplicaram uma análise do desgaste de flanco ocasionado na ferramenta por meio de

processos de fresamento avaliando dois níveis de titânio. A Figura 13 apresenta

parte de seus resultados obtidos.

Figura 13 - Análise de Desgaste de Flanco x Volume Removido

Fonte: Medeiros et al (2011)

Analisando a Figura 13, pode-se concluir que o aço VP100 com 350 ppm de

titânio obteve melhores resultados de usinabilidade quando comparados aos

resultados obtidos com os corpos de prova com 270 ppm de titânio.

Diante da existência de poucos materiais científicos publicados, trabalhos de

pesquisa como este implicam em grande importância técnico-científica para

realização de análises experimentais em diversos quesitos com a finalidade

fundamental de validar o material e verificar se as propostas e promessas do

fabricante são efetivamente verificadas e comprovadas no meio acadêmico

científico.

2.4 TENSÕES RESIDUAIS

Tensões residuais são aquelas que agem em um corpo mesmo quando não

existam gradientes de temperatura, tensões externas ou forças aplicadas atuando

31

sobre o mesmo. Os processos de fabricação (soldagem, usinagem, fundição) e

tratamentos térmicos são os principais agentes de ocorrência das tensões residuais

em um material. Entretanto, operações como manutenção, reparação ou até mesmo

sobrecargas ocasionais podem levar ao surgimento de tensões residuais (RIBEIRO,

2006).

De acordo com Lu (1996), ações como remoção de material, aplicação de

cargas mecânicas ou térmicas provocam alteração no estado das tensões residuais

pré-existentes no material trabalhado fazendo com que ocorra uma redistribuição de

tais tensões até que se equilibrem novamente. Diversas situações apontam que as

tensões residuais são as causadoras de falhas em equipamentos e materiais, tendo

como principal problema o fato de que na maioria das vezes não houve a ocorrência

da medição das tensões residuais fazendo com que somente no momento da falha

fosse descoberto o problema.

Determinar e conhecer os níveis de tensões residuais presentes em materiais

aplicados na engenharia são fatores importantes na inserção de segurança e

prevenção de acidentes e desastres. O processo de quantificação das tensões

residuais existentes em um componente (magnitude, orientação e distribuição)

possibilita a determinação do desempenho do material de acordo com sua aplicação

e carregamento aplicado sobre o mesmo. Conhecer as tensões residuais possui

importância primordial na otimização do projeto do produto final como também

redução nos custos de fabricação (OGATA, 2003).

As tensões residuais ocorrem na micro-estrutura do material e podem ser

divididas em três agrupamentos denominados ordens. As classificadas como de

primeira ordem podem também ser chamadas de macroscópicas, pois agem

diretamente sobre vários grãos do material. As de segunda ordem ou

microestruturais tem a funcionalidade de cobrir a distância entre os grãos ou parte

deles. Tensões residuais de terceira ordem são também conhecidas como micro-

localizadas e se situam na região de nível atômico dentro do grão. (BUENOS, 2010)

A Figura 14 apresenta as tensões residuais em suas diversas magnitudes:

32

Figura 14 - Tensões residuais I, II e III ordem distribuídas ao longo dos grãos

. Fonte: MACHERAUCH (1987)

Quando as tensões residuais são compressivas (compressão) atuam de

forma benéfica fazendo com que aumente a resistência a fadiga e reduzam a

propagação de trincas. No entanto, quando tais tensões são trativas (tração) podem

se unir as demais tensões provocadas pelo processo de trabalho e provocar ruptura

prematura nos componentes. (NORCINO et al., 2009)

2.4.1 Tensões Residuais Macroscópicas

As tensões residuais classificadas como macroscópicas se situam em

grandes regiões quando são comparadas as dimensões dos grãos do material. Tais

tensões possuem normalmente estado de equilíbrio com tensões externas aplicadas

na superfície e esse equilíbrio é reorganizado na decorrência de alterações nas

tensões externas do mesmo.

A Figura 15 representa as tensões residuais macroscópicas que surgem em

peças como eixos e possuem valor máximo de tensão (tração) próximo da superfície

33

reduzindo-se tais valores em relação ao interior da mesma até o ponto de inversão

de valores para equilíbrio das tensões internas (NORTON, 1973; SILVA, 1999).

Figura 15 - Tensões residuais macroscópicas. A1, A2 e A3 = áreas, M = momento e σt =

tensões de tração e σc = tensões de compressão

Fonte: NORTON (1973)

2.4.2 Tensões Residuais Microscópicas

As tensões residuais do tipo microscópicas atuam em regiões com dimensões

do tamanho ou até mesmo menores que aos grãos da microestrutura do material.

Por serem microscópicas, tais tensões residuais têm sua expansão delimitada por

pequenas quantidades de grãos. As mesmas podem variar por toda rede cristalina e

por esse motivo são consideradas como grandezas escalares como dureza ou

trabalho a frio.

A causa mais comum do surgimento das tensões residuais microscópicas em

determinado material é o escoamento (SILVA, 1999).

2.4.3 Mecanismos de Geração de Tensões Residuais

A literatura informa que praticamente todas as operações de manufatura

podem provocar o aparecimento de tensões residuais. Sendo assim, tais tensões

34

podem ser provocadas por um ou mais motivos combinados e estes podem ser de

origem mecânica, química e/ou térmica. Os motivos básicos que originam as

tensões residuais podem ser agrupados e classificados como mecanismos

mostrados na Tabela 1 a seguir, bem como as interações dos processos nos

diferentes mecanismos (NOYAN, I.C.; COHEN, J.B., 1987).

Tabela 1- Mecanismos geradores de tensões residuais

Origem Processo Observações

Conformação

Laminação, estampagem,

Deformação extrusão, estiramento.

Mecânica Conformação Superficial Jateamento, granalhamento.

Diferencial Processos de Usinagem

Torneamento, fresamento,

retificação, furação, etc.

Transformação de Fase Soldagem Todos os tipos.

do Material Tratamentos Térmicos Têmpera, normalização, etc.

Processos de Usinagem

Torneamento, fresamento,

retificação, furação, etc.

Contração ou Expansão Soldagem Todos os tipos.

Térmica Diferencial Tratamentos Térmicos Têmpera, normalização, etc.

Fundição

Seções transversais diferentes,

grandes dimensões.

Tratamentos

Termoquímicos Cementação, nitretação.

Fonte: NOYAN, I.C.; COHEN, J.B.(1987)

2.4.4 Efeitos das Tensões Residuais

As tensões residuais afetam diretamente a resistência do material. Algumas

interferências podem ser consideradas como negativas para o material e geralmente

são originadas por ações externas que quando interpostas as tensões já existentes

acabam provocando redução da resistência a fadiga e surgimento precoce de trincas

que podem gerar sua propagação afetando a estrutura do material.

35

As tensões residuais benéficas ao material são comuns em tubos,

encanamentos, entre outros materiais e a principal característica é de que após a

exposição do material ao efeito externo e interno é gerada uma somatória de

tensões em níveis menores que as originais (SILVA, 1999).

Enquanto as tensões residuais de tração podem provocar o início de uma

trinca e em consequência disto, a diminuição da vida ou resistência à fadiga do

material, as tensões de compressão atuam de maneira a aumentar a resistência à

fadiga, agindo como forma de barreira, impedindo a nucleação e a propagação de

trincas.

Tensões de compressão podem ser introduzidas no material por meio de

tratamento térmico como têmpera seguida de revenido, operações de torneamento,

retificação, jateamento e fresamento (NELSON, D.V.; RICKEFS, R.E; EVANS,

W.P.,1971; ALMEN, J.O & BLACK, P.H., 1966).

2.4.5 Tensão Residual no Fresamento

Em todo processo de fabricação existente ocorre à formação de tensões

residuais no material processado ou até mesmo alterações de tensões já pré-

existentes na matéria prima utilizada. Estes níveis de tensões terão sua variabilidade

fundamentada no processo e no material utilizado. Ao ser analisado o processo de

fresamento, constata-se que a ocorrência do contato (atrito) direto da ferramenta de

corte com a superfície do material provoca alterações de tensões que provêm de

esforços mecânicos e também alterações no gradiente de temperatura ao longo da

superfície usinada.

A Figura 16 apresenta uma análise de tensões residuais geradas no

fresamento de um aço 4340 temperado e revenido. Em regiões próximas à

superfície ocorrem tensões residuais de tração. Conforme executado o aumento da

profundidade de medição das tensões residuais as mesmas passam a ser de

compressão até que ocorra um equilíbrio entre as tensões (FIELD et al., 1997).

36

Figura 16 - Distribuição das tensões residuais na superfície fresada do aço 4340 temperado e

revenido

Fonte: Field et al (1997)

Chevrier et al. (2003) fizeram estudos em corpos de prova usinados em aços

de baixa liga. Para execução de tais experimentos foram adotadas altas velocidades

de corte com a principal finalidade de executar análise da influência do fator

profundidade de corte na integridade superficial e nas variações de tensões

residuais. Todas as usinagens foram padronizadas ocorrendo variações somente na

profundidade de corte entre 1 e 4 mm. Para execução das análises de tensões

residuais optou-se pela técnica de difração de raios-X. Em relação aos resultados

obtidos com as medições, constatou-se que nas regiões da superfície as tensões

residuais foram de tração enquanto nas regiões mais distantes foram obtidas

tensões residuais de compressão. Os autores relacionam a ocorrência de tensões

de tração na superfície devido as elevadas temperaturas alcançadas durante o

processo de fresamento. Tais elevações no gradiente de temperatura estão

diretamente ligadas à formação da zona de cisalhamento terciária que pode ser

facilmente visualizada na Figura 17 a seguir.

37

Figura 17 - Posicionamento das zonas de cisalhamento

Fonte: CHEVRIER et al. (2003)

Denkena et al. (2008) em seus experimentos realizados no fresamento de

corpos de prova de alumínio AI7449 alcançaram resultados que evidenciam a

redução das tensões residuais de compressão na superfície devido ao aumento do

fator velocidade de corte. Em contrapartida o aumento da profundidade de corte (ap)

provoca o surgimento de tensões residuais de compressão na superfície e

subsuperfície.

Rao e Shin (2001) realizaram experimentos de fresamento de topo adotando

ferramentas de metal duro e diamantadas. De acordo com os autores, as tensões

residuais de compressão são predominantes por toda superfície usinada. Tal

ocorrência está diretamente ligada ao atrito entre a ferramenta e a peça que

ocasiona a redução da energia térmica e provoca a deformação plástica a frio na

superfície. Outro fator de grande relevância é o fato da fresa possuir mais de uma

aresta de corte e esta troca de contato com a peça faz com que ocorra a redução do

calor gerado.

Tsuchida et al. (1975) realizaram experimentos para avaliar os efeitos das

condições de corte de usinagens na geração e na distribuição das tensões residuais.

Foram realizados testes de variação em fatores como velocidade de corte e

profundidade de corte. Por meio dos resultados obtidos em suas pesquisas

específicas, os autores concluíram que a redução da velocidade de corte age

diretamente na redução de tensões residuais próximas à superfície e por sua vez

38

amplia a profundidade da camada afetada pelo surgimento e ação de tais tensões

residuais.

Além disso, foi verificado que o aumento da profundidade de corte não afetou

a distribuição de tensões residuais. Mais significativamente, eles descobriram

que as tensões residuais de tração podem existir sob a superfície de componentes

usinados.

Norcino (2013) estudou o fresamento do aço VP100 e as influências dos

fatores velocidade de corte, avanço por dente e estado do material (beneficiado e

temperado) nas variações de tensões residuais adotando o método do furo cego que

será descrito posteriormente. A Figura 18 apresenta as análises estatísticas

realizadas com os experimentos.

Figura 18 - Tensões Residuais Geradas no Fresamento do Aço VP100

Fonte: Norcino (2013)

Observando a Figura 18, pode-se determinar que o parâmetro velocidade de

corte provocou maiores influências nas variações de tensões residuais geradas pelo

fresamento do aço VP100.

39

2.4.6 Medição das Tensões Residuais

Os materiais em seu estado fornecido, componentes e estruturas já

apresentam tensões. Mesmo que a quantidade de tensões seja mínima, sempre

existirão tensões que são provenientes de processos anteriores.

As tensões residuais raramente são medidas durante o ciclo de produção da

peça ou componente. Das dificuldades existentes em tal processo de medição, uma

delas se refere ao fato de que as tensões não são medidas diretamente, ou seja, o

que é medido pelo procedimento adotado é a deformação elástica ocasionada pelas

micros e macros tensões residuais. O interesse de pesquisadores em compreender

melhor o processo de análise de tensões residuais desencadeou o surgimento de

diversas técnicas de medição, as quais todas apresentam suas potencialidades,

como também dificuldades e limitações para determinadas aplicações de estudo

(OGATA, 2003).

Quando determinado material estiver isento de forças externas somente

existem as tensões residuais, no entanto, na atuação de forças externas, as tensões

são uma resultante das exercidas juntamente com as residuais pré-existentes.

No estudo das tensões residuais, existem diversas técnicas de análise e a

escolha do melhor método de verificação está interligada a diversos fatores como

natureza do campo da tensão residual, tempo disponibilizado para a medição,

incerteza admitida e extensão da região de interesse.

As técnicas de medição das tensões residuais podem ser divididas em dois

grupos: destrutivas e não destrutivas. Os testes denominados destrutivos consistem

na retirada de uma ou mais peças de um lote para serem submetidas a uma análise

de tensões residuais e de acordo com os procedimentos adotados a peça se torna

inutilizável. Nessa situação, destaca-se um forte ponto negativo de tal método. Além

de ser destrutivo, o material analisado nunca é o produto final, mas sim uma

pequena amostra de um lote que possui chances de possuir produtos defeituosos e

não analisados e que poderão chegar ao cliente (SHIN, 1995).

Os itens usinados para a construção de moldes de injeção têm caráter único e

não são reproduzidos em escala, portanto, inviabilizando um processo de medição

destrutivo. Desta maneira, se faz necessária à utilização de uma técnica de medição

40

caracterizada como não destrutiva, possibilitando o reaproveitamento do material

após a análise de tensões residuais.

Nos seguintes itens serão apresentados os métodos comumente utilizados na

avaliação de tensões residuais. Cada método possui um domínio de aplicações bem

definido e dependente do problema. As técnicas mais utilizadas atualmente são:

Método do furo cego incremental;

Método da difratometria de raios –X;

Técnicas de ultra-som;

Método do Ruído Magnético de Barkhausen;

2.4.7 Método do furo cego incremental

O método do furo para alívio de tensões é uma das técnicas de medição de

tensões residuais mais utilizadas atualmente. O procedimento é considerado

relativamente simples e foi padronizado pela ASTM com a norma ASTM E837. Por

meio de equipamentos industrializados e comercializados juntamente com o

seguimento orientado das normas de procedimentos técnicos, o método do furo

cego pode ser aplicado nos segmentos industriais ou acadêmicos de forma rotineira.

A técnica pode ser considerada como semi-destrutiva, pois o furo gerado no bloco

de matéria prima pode ou não interferir na qualidade do produto final. A Figura 19

apresenta o modelo de equipamento utilizado para aplicação da técnica. Na Figura

20 pode-se visualizar o furo gerado pelo equipamento no material a ser analisado. O

diâmetro do furo pode variar entre 0,8 mm e 4,8 mm e sua profundidade de

penetração no material geralmente é da mesma magnitude do diâmetro acrescido de

20% para campos de tensões uniformes e 50% para campos de tensão não

uniformes. Em grande parte dos objetos submetidos a este tipo de teste a retirada do

furo deixado pelo equipamento de medição pode facilmente ser realizada com a

aplicação de uma lixadeira manual (PREVEY, 1996).

No entanto, conforme já comentado, no caso de fabricação de moldes, a

técnica torna-se inviável devido a grande chance de prejudicar a cavidade do molde

tornando o material inapropriado para uso.

41

Conforme Rendler e Vigness (1966), para realizar a medição das tensões por

meio dessa técnica o laboratorista deve seguir uma sequência orientada de

procedimentos que serão resumidamente aqui apresentados:

1) Fixação de extensômetros em uma forma de roseta;

2) Instalação do equipamento de furação sobre o corpo de prova;

3) Aplicação de uma carga conhecida e orientada para servir como calibrador do

equipamento;

4) Leitura das tensões antes da execução do furo (para posterior comparação);

5) Execução do furo pelo equipamento;

6) Nova medição de tensões nas regiões de análise;

7) Realizar comparativo de resultados confrontando valores obtidos antes e

depois da execução do furo.

Figura 19 - Equipamento utilizado para técnica de medição de tensões residuais – furo cego

Fonte: Vishay – Measurements Group (2013)

42

Figura 20 - Dimensões geradas pelo furo executado pelo equipamento de medição das tensões

residuais

Fonte: MARTINS et al (2004)

2.4.8 Técnica de ultra - som

A técnica de ultra-som consiste na verificação da velocidade praticamente

linear quando submetida a uma tensão sob a qual o material cristalino está

submetido. Um dos grandes limitantes e problemas no processo de medição

consiste no fato de que para a realização de tal medição, o operador (técnico de

medição) deve possui um corpo de prova com mesmas características

microestruturais, tais como, tamanho do grão, forma, orientação e fases

secundárias, assim como a mesma composição química e deformação plástica da

amostra tencionada que está sendo analisada pelo processo. Tais condições de

similaridade dificilmente são encontradas, isso faz com que o processo de análise de

tensões residuais por ultra-som seja dificultoso e trabalhoso.

Outro problema que pode ser relacionado ao processo de aplicação do ultra-

som está no fato de que as tensões residuais são em sua grande maioria

heterogêneas e sofrem variações de dezenas de MPa em distâncias da ordem de

milésimo de milímetro e a instrumentação para realização da medição possui

resolução da ordem de dezenas de milímetros ou até mesmo de vários centímetros,

ou seja, de três a quatro ordens de grandeza a mais. Este fator faz com que a

43

técnica não possua grande aplicação na medição das tensões residuais

(RUUD,1992; RODAKOSKI, 1997).

2.4.9 Método da Difratometria de Raios - X

Em meados do século passado deu-se inicio a aplicação de medição das

tensões residuais pela técnica de difratometria (difração) de raios – X. Por volta da

década de 70, a técnica já estava comumente aplicada nas indústrias nuclear e

aeronáutica. Na atualidade, com sua expansão, também está aplicada em

cerâmicas, compostos intermetálicos e, virtualmente, qualquer material cristalino de

grão fino.

A medição de tensões residuais pelo método de difração de Raios-x

dimensiona a deformação de rede cristalina e então a tensão é calculada,

assumindo desta forma uma distorção elástica linear do parâmetro cristalino. Na

realidade não é possível realizar a medição de uma tensão residual, o que se aplica,

é a medição de uma grandeza intrínseca como deformação ou força e área.

As tensões residuais medidas por meio da difração de raios-X é a média

aritmética da tensão em um volume do material definido pela área a ser irradiada, a

qual pode variar de milímetros a centímetros quadrados, e pela profundidade de

penetração do feixe de raios-X. Esta profundidade é determinada pelo coeficiente de

absorção do material à radiação utilizada. A Figura 21 apresenta sistematicamente o

processo de difração de raios-X (PREVEY, 1996).

44

Figura 21 - Difração de Raios – X

Fonte: BRINKSMEIER et al (1982)

Quando um material é deformado elasticamente ocorre uma deformação

uniforme a distâncias relativamente longas entre os espaços dos planos da rede

cristalina onde estão localizados os grãos que por sua vez mudam seu estado livre

para algum novo valor que corresponde a intensidade da tensão aplicada. Este novo

espaço gerado pelo distanciamento entre os grãos, para qualquer conjunto de

planos igualmente orientados em relação à tensão aplicada, é realizada a medição

pela difração de raios – X (CULLITY, 1978).

2.4.10 Método do Ruído Magnético de Barkhausen

No ano de 1919, o pesquisador alemão Heinrich Barkhausen observou o

ruído magnético gerado em materiais ferromagnéticos. Durante execução de um

experimento que se baseava na magnetização de uma barra de ferro constatou-se o

surgimento de pulsos elétricos de pequena duração induzidos ao longo de uma

bobina que envolvia o material. Tais pulsos foram susceptíveis em um alto-falante

instalado ao sistema conforme pode ser observado na Figura 22. Devido sua

descoberta realizada, o fenômeno ficou conhecido como Ruído Magnético de

Barkhausen - RMB (GRIJALBA, 2010).

45

Figura 22 - Experimento realizado por Heinrich Barkhausen

Fonte: GRIJALBA (2010)

O princípio de medição é baseado na amplitude do ruído eletromagnético

provocado pela magnetização local de materiais ferromagnéticos. O sinal RMB é

muito sensível a pequenas mudanças na composição química do material,

composição de fases, densidade de discordâncias e microestruturas (RUUD, 1992).

Grande parte dos eventos Barkhausen ocorre pelo movimento irreversível de

paredes de dom nio de . sse fenômeno acontece na maior inclinação da curva

de magnetização. Conforme ocorre o avanço do processo de magnetização outros

fatores contribuem para os eventos Barkhausen como: movimento das paredes de

, rotação de domínios e aniquilação de paredes. A Figura 23 apresenta a

evolução do Ruído Magnético de Barkhausen durante um ciclo de histerese de

magnetização.

Figura 23 - Ruído Magnético de Barkhausen e curva de histerese associada. Medição realizada

em um aço SAE – 4140


46

Diversas análises sobre os efeitos das tensões no Ruído Magnético de

Barkhausen (RMB) em materiais ferromagnéticos mostram que tensões de tração

provocam um alinhamento dos domínios magnéticos no mesmo sentido da tensão

aplicada e provocam um aumento nos sinais de RMB obtidos nas medições. No

entanto, as tensões de origem compressivas provocam alinhamento dos domínios

magnéticos em uma direção perpendicular a tensão em aplicação, gerando por sua

vez valores de RMB menores quando comparados aos resultados obtidos com as

tensões de tração. A Figura 24 apresenta os efeitos apresentados pela tensão de

tração na estrutura de domínios magnéticos (JILES, 1989).

Figura 24 - Reorientação de domínios produzida por tensões de tração

Fonte: KRAUSE (1994)

2.4.10.1 Profundidade da Medida do Ruído Magnético de Barkhausen

As frequências do RMB mais representativas são desde 1 ou 2 kHz até 100

ou 200 kHz, no entanto, nenhuma pesquisa apresenta afirmações e conclusões

sobre os limites inferior e superior dos sinais.

As faixas de alta frequência do RMB são originárias de seções do material

com maior proximidade da superfície, no entanto as faixas de baixa frequência têm

sua origem fundamentada tanto em pequenas como também em maiores

profundidades. Os campos gerados pelo sistema do Ruído Magnético de

Barkhausen decaem até a superfície. A seguir é apresentada a Equação 2 que

define, teoricamente, a profundidade eletromagnética atingida pelo sistema aplicado

(CHIKAZUMI, 1996; JILES, 2000).

47

rf

....

1

0

(2)

onde:

- Profundidade eletromagnética (m)

f- frequência do sinal

- Condutividade do material

0 - permeabilidade magnética do vácuo

r - permeabilidade relativa do material

Conforme Jiles (apud Grijalba, 2010), para um aço com r = 50 até 5000, =

5. 106 até 10. 106 -1m-1 e usando 0 = 4 . 10-7 H/m, a Tabela 2 apresenta a

profundidade aproximada alcançada com a emissão dos sinais de RMB com

diferentes frequências mencionadas.

Tabela 2 - Profundidades aproximadas dos sinais de RMB, dependentes das frequências de

emissão.


Frequência de emissão (kHz) Faixa de profundidade (mm)

0.01 0 - 10.00

0.05 0 - 4.50

0.1 0 - 3.20

0.5 0 - 1.40

1 0 - 1.00

5 0 - 0.45

10 0 - 0.32

50 0 - 0.14100 0 - 0.10

500 0 - 0.045

48

2.4.10.2 Medição do Ruído Magnético de Barkhausen

O sistema de medição do ruído magnético de Barkhausen consiste

tipicamente de um conjunto composto por uma sonda que é formada por um yoke

eletromagnético responsável pela produção do campo eletromagnético alternado

juntamente com uma bobina que possui a função de detecção do sinal de RMB. A

Figura 25 apresenta a sonda utilizada nas medições de RMB (GRIJALBA, 2010).

Figura 25 - Sonda de medição do RMB


A bobina responsável pela leitura do sinal RMB capta valores e envia a uma

placa de aquisição de dados (computador) que fica interligada ao sistema. O sistema

de receptação de sinais é responsável pela ampliação e visualização gráfica dos

valores obtidos. Na Figura 26, pode ser observado o sinal de RMB (linha azul) e

também a corrente de excitação (linha vermelha) aplicada no yoke para obtenção do

sinal de resposta.

Figura 26 - Sinal do RMB


49

2.4.10.3 Análise dos Sinais

Os sinais de RMB são sinais aleatórios e por este motivo devem ser aplicadas

análises estatísticas para sua compreensão e possíveis conclusões a serem obtidas.

Diferentes métodos de análises podem ser adotados, alguns deles são

apresentados a seguir.

Valor rms do RMB, RMBrms

O valor RMS (Root Mean Square) indica a raiz quadrada do valor quadrático

médio em volts dos sinais Barkhausen ao longo do tempo e pode ser definido pela

Equação 3:

1

2

n

VV

RMB

n

i

mi

rms (3)

onde:

RMBrms : valor RMS dos sinais Barkhausen em Volts;

Vi : valor da voltagem medida em um determinado instante;

Vm : valor médio do sinal;

n : número de pontos do sinal;

O sinal de RMB é focado na amplitude e possui média nula, sendo assim, o

valor rms equivale ao desvio padrão, e, portanto, representa uma medida do

comprimento médio das flutuações em torno da média (GRIJALBA,2010).

Energia do RMB, RMBenergy

A dissipação de energia realizada pelo sinal RMB é definida pela Equação 4.

A área entre o eixo do tempo e o quadrado do sinal de voltagem é calculada

50

individualmente para cada evento e realizada a somatória de todos os eventos

calculados.

n

i

ienergy tVRMB1

2 (4)

onde:

Vi : valor da voltagem medida em um determinado instante;

t : intervalo de tempo entre os pontos do sinal (inverso da frequência de

amostragem);

n: número de pontos do sinal;

Normalmente é realizada um processo de normalização do valor de RMBenergy

em relação ao número de pontos do sinal. Isto faz com que seja possível a

realização de comparação entre parâmetros de sinais gerados por diferentes

frequências de excitação (GRIJALBA, 2010).

Envelope do Sinal

O envelope de um sinal corresponde a envoltória do sinal temporal. A Figura

27 apresenta um exemplo de envelope de sinal RMB.

Figura 27 - Exemplo de envelope do sinal RMB medido em um corpo de prova de aço SAE 1070


-0.8 -0.6 -0.4 -0.2 0 0.2 0.4 0.6-1.5

-1

-0.5

0

0.5

1

1.5

Corrente aplicada (A)

V

Envelope

51

O envelope de um sinal é calculado tradicionalmente por meio do sinal

analítico. O sinal analítico (s+(t)) contém somente as frequências positivas de s(t).

Sendo assim, o sinal s+(t) associado ao sinal s(t), cuja transformada de Fourier

apresentada na Equação 5 é expressa por S(v) e definido como:

vZTFIts s )( (5)

onde:

0 vpara 0

0 vpara )(2 vSvZs

Com a finalização do processo de cálculo do envelope, se faz necessária a

utilização de um filtro passa baixa (utilizando certa taxa de decimação), para eliminar

as frequências altas do envelope e, assim, recuperar um envelope mais definido

(liso).

Com o gráfico do envelope são calculados principalmente dois parâmetros:

Amplitude de pico: relativo ao valor máximo do envelope e Posição de pico:

localização do valor máximo em relação à corrente, ou campo aplicado (GRIJALBA,

2010).

2.5 TENSÕES RESIDUAIS POR RUÍDO MAGNÉTICO DE BARKHAUSEN X

DIFRATOMETRIA DE RAIOS-X

Hirsch e Epp (2010) realizaram pesquisas de tensões residuais geradas por

um processo de torneamento em anéis de rolamentos utilizando as técnicas de

difração de raios –X e medições micromagnéticas (RMB). Podemos verificar na

Figura 28 e Figura 29, como também nas conclusões dos autores, que os resultados

obtidos foram muito similares entre si, considerando até mesmo as limitações

especificas de cada técnica aplicada.

52

Figura 28 - Comparativo de resultados nas medições de Raios-x e RMB em Aço-Rolamento

Fonte: HIRSCH; EPP (2010)

Figura 29 - Comparativo de resultados nas medições de Raios-x e RMB em Aço-Rolamento

Fonte: HIRSCH; EPP (2010)

Tonshoff et al. (1999), realizaram uma análise comparativa entre os

resultados obtidos com a medição de tensões residuais pelos procedimentos de

difração de raios-X e também análise micromagnética. As tensões residuais

avaliadas foram geradas pelo processo de retificação. Pode-se observar na Figura

30, que a correlação de valores entre as técnicas forma uma reta crescente

juntamente com a apresentação dos desvios próprios do estudo.

53

Figura 30 - Correlação das medições de tensões residuais com uso de difração de raios – x e

técnica micromagnética

Fonte: TONSHOFF et al (1999)

54

3 MATERIAIS E MÉTODOS

Os procedimentos metodológicos desta pesquisa estão divididos em duas

partes principais. A primeira delas enfatiza as etapas de desenvolvimento dos

ensaios preliminares que tiveram como principal finalidade a verificação e validação

do procedimento para a utilização da técnica de medição do RMB na detecção de

mudanças microestruturais geradas pelo processo de fresamento no aço P20.

Também se buscou verificar se o equipamento era capaz de identificar variações

provenientes de oscilações nas variáveis de entrada decorrentes do planejamento

de experimentos.

A segunda parte aborda as etapas envolvendo os ensaios finais que buscam

uma validação quantitativa aos resultados obtidos. Apresenta-se o planejamento das

etapas que foram desenvolvidas na pesquisa experimental com a finalidade de

consolidar e provar a aplicabilidade do uso da Técnica de RMB na avaliação da

microdureza e na medição de tensões residuais geradas pelo processo de

fresamento do aço VP100. Os valores de RMB para avaliar as tensões residuais

foram confrontados com valores de difratometria de raios-X, sendo essa uma técnica

classicamente utilizada na avaliação de tensões residuais.

3.1 ENSAIOS PRELIMINARES

Os ensaios preliminares foram desenvolvidos por meio da execução prática

de experimentos de fresamento de corpos de prova constituídos de aço P20

adotando variações de parâmetros (variáveis de entrada) como: Velocidade de corte

(Vc) e profundidade de corte (ap). Ambos os parâmetros foram estudados em dois

níveis e aplicados em um planejamento de experimentos envolvendo três repetições

juntamente com a adoção de um ponto central em cada conjugado de fatores.

Após executados os experimentos, foram realizadas medições de RMB em

todos os corpos de prova conforme o planejamento do experimento.

55

A Figura 31 apresenta o organograma dos ensaios preliminares abordando as

variáveis de entrada e saída, juntamente com informações técnicas relevantes ao

processo.

Figura 31 - Organograma dos Ensaios Preliminares

Fonte: o autor (2013)

Ensaios Preliminares

Variáveis de

Entrada

Velocidade de Corte (Vc)

40 (m/min)

70 (m/min)

Planejamento Experimental

MEDIÇÕES

Tensões Residuais Via RMB – Antes do Fresamento

Tensões Residuais Via RMB – Após Fresamento

Variáveis

de Saída

Resultados e Discussões

15 Corpos de Prova

Aço P20

Procedimentos, materiais

e equipamentos.

Definição dos corpos de prova

Definição da Ferramenta

Definição de parâmetros de corte

Máquina para usinagem

Usinagem

Profundidade de Corte (Ap) 0,5 mm

1,5 mm

56

3.1.1 Material

O material selecionado para os ensaios preliminares foi o aço P20 com dureza

média de 28-32 HRC, e em estado de fornecimento pré-beneficiado. Foram

projetadas amostras de forma cilíndrica com 40 milímetros de diâmetro e 70 mm de

altura. Para a obtenção das amostras foram utilizados os processos de corte (serra

de fita com fluxo contínuo) e torneamento (faceamento). A Tabela 3 apresenta de

forma sintetizada a composição química do aço utilizado no experimento.

Tabela 3 - Composição Química do Aço P20

C % Si % Mn % Cr % Mo % Ni %

0,40 0,35 1,50 1,90 0,20 1,00


3.1.2 Ferramenta Utilizada

A ferramenta utilizada foi uma fresa de topo modelo M680 com 20 mm de

diâmetro e composta por duas pastilhas de metal duro XDMT do fabricante Widia.

Adotou-se um avanço lateral de penetração (ae) constante de 8 mm e variou-se os

parâmetros velocidade de corte (vc) e profundidade de corte (ap). A Figura 32

apresenta a ferramenta fixa no eixo árvore da máquina utilizada no processo de

fresamento.

57

Figura 32 - Ferramenta (fresa) utilizada na usinagem dos experimentos


3.1.3 Processo de Usinagem

Para realização dos ensaios de desbaste por fresamento frontal, foi utilizado

um centro de usinagem vertical Romi – Discovery 560, operacionalizado com o

comando Siemens de linguagem ISO. A Figura 33 apresenta a máquina adotada

para realização das usinagens de desbaste.

Figura 33 - Centro de usinagem utilizado na execução dos experimentos


As usinagens dos corpos de prova foram realizadas em sentido concordante,

gerando diversas pistas de usinagem (largura 8 mm) conforme pode ser observado

na Figura 34.

58

Figura 34 - Corpo de prova – destaque para as pistas de usinagem


3.1.4 Planejamento dos Experimentos

Com o uso do software Minitab, foi possível determinar um planejamento

fatorial de experimentos com a finalidade de analisar a influência dos parâmetros Vc

e ap nas tensões residuais. Para cada um desses parâmetros foram adotados dois

níveis, os quais são mostrados na Tabela 4. Com as diferentes combinações de

parâmetros de corte, ao todo foram realizadas 15 usinagens envolvendo 3

repetições e 3 pontos centrais. A Tabela 5 representa a sequência de experimentos

originada pelo software. A Tabela 6 apresenta os grupos de corpos de prova que

foram produzidos com as mesmas condições de usinagem.

Tabela 4 - Limites dos Parâmetros de Corte

Parâmetro de corte Limite inferior Limite superior

Velocidade de corte

vc (m/min)

40 70

Profundidade de corte

ap (mm)

0,5 1,5


59

Tabela 5 - Planejamento fatorial dos experimentos gerado pelo software Minitab


Tabela 6 - Grupos de Experimentos para análise estatística


3.1.5 Medição do Ruído Magnético de Barkhausen

Para a medição do RMB, foi utilizado um equipamento desenvolvido no

laboratório da UNISOCIESC. A cadeia de medida do sistema é mostrada na Figura

Velocidade de Corte Profundida de Corte

Vc (m/min) Ap (mm)

1 40 1,5

2 70 0,5

3 70 1,5

4 55 1,0

5 55 1,0

6 40 0,5

7 70 1,5

8 70 1,5

9 40 1,5

10 40 0,5

11 40 0,5

12 55 1.0

13 40 1,5

14 70 0,5

15 70 0,5

Experimento

Velocidade de Corte Profundidade de Corte

Vc (m/min) Ap (mm)

6

10

11

1

9

13

2

14

15

3

7

8

4

5

12

55 1,0 E

Experimento Grupo

70 0,5 C

70 1,5 D

40 0,5 A

40 1,5 B

60

35. A sonda utilizada é composta por um núcleo de ferro silício em forma de U

(Yoke) onde é colocada uma bobina de excitação magnética, e uma bobina leitora

de alta sensibilidade localizada entre os polos do Yoke. O Yoke é responsável por

gerar uma indução magnética no material e consequentemente movimentar as

paredes de domínio. Por outro lado, a bobina leitora faz a aquisição do RMB gerado

na amostra. A saída de voltagem da bobina leitora vai ligada num condicionador de

sinal que amplifica e filtra o sinal de RMB numa banda de 1,2 – 100 kHz. Para a

excitação magnética, foram geradas correntes em forma senoidal com frequências

de 20Hz e 40Hz e amplitudes de 1,3A e 2,2A. Os sinais de RMB foram gravados

num PC com ajuda de uma placa A/D (NI PCI-6143), empregando uma taxa de

aquisição de dados de 200 kHz e utilizando o software Labview. A Figura 36 mostra

um exemplo dos sinais de RMB obtidos.

Figura 35 - Esquema de medição do RMB

Fonte: SILVA E GRIJALBA (2012)

Figura 36 - Sinal de RMB obtido em amostras de aço P20 após fresamento. Sinal de RMB em

azul. Sinal de Campo aplicado em vermelho

Fonte: SILVA E GRIJALBA (2012)

61

Foram realizadas medições de RMB antes (com processo de faceamento por

torneamento) e depois do processo de fresamento, em 4 regiões diferentes de cada

amostra. Nas superfícies fresadas, a sonda de RMB foi posicionada em pontos

centrais das bandas de usinagem (segundo um ae = 8 mm) e orientada no sentido

longitudinal às mesmas. Cada medida é composta por sinais de RMB gerados em

dois ciclos de magnetização. Para cada posição sobre a amostra foram gravadas 6

medições de RMB. A análise dos sinais foi realizada com a ajuda do software Matlab

e Minitab. Nos resultados são calculados os seguintes parâmetros do sinal de RMB:

valor rms (RMBrms), Curtose (RMBcurtose), Amplitude de Pico do envelope (RMBA-

PICO); Posição de Pico do envelope (RMBP-PICO) e Largura de Pico do envelope

(RMBL-PICO). Os resultados que apresentaram melhor representatividade estatística

estão apresentados no corpo do trabalho. Entre os demais resultados analisados

foram selecionados alguns para apresentação nos apêndices.

3.2 ENSAIOS FINAIS

A proposta desta dissertação consiste na realização de um estudo

experimental com foco na validação do processo de medição das tensões residuais

geradas no fresamento do aço VP100 adotando o método Ruído Magnético de

Barkhausen. Para comprovar os resultados de forma quantitativa os corpos de prova

foram submetidos a medições de difração de raios-x que já possui resultados

confiáveis comprovados por diversas literaturas. De maneira similar, valores obtidos

com medições de microdureza foram confrontados com valores RMB com a

finalidade de encontrar uma possível correlação.

A Figura 37 apresenta o organograma com as variáveis de entrada que serão

adotadas juntamente com as variáveis de saída que deverão ser analisadas e

demais informações relevantes ao processo.

62

Figura 37 - Organograma dos Ensaios Finais


Experimentos Finais

Variáveis de

Entrada

Velocidade de Corte (vc)

Avanço por dente (fz)

100 (m/min)

150 (m/min)

200 (m/min)

Planejamento Experimental

0,1mm

0,15mm

0,2mm

MEDIÇÕES

Medição do RMB – Antes TT

Medição do RMB – Após TT

Medição do RMB – Após Fresamento

Tensões Residuais Via raios - X

Medição de Dureza

Variáveis

de Saída

Resultados e Discussões

36 Corpos de Prova

Aço VP100

Procedimentos, materiais

e equipamentos.

Definição dos corpos de prova

Definição da Ferramenta

Definição de parâmetros de corte

Máquina para usinagem

Usinagem

Profundidade de Corte (ap)

0,5 mm

1,5 mm

63

3.2.1 Material

Na fabricação dos corpos de prova foi utilizado o aço VP100. As amostras

foram cortadas com dimensões de 40x70x30 mm. Antes do processo de fresamento,

as amostras foram submetidas a tratamento térmico de alivio de tensões. O objetivo

é eliminar os efeitos dos processos anteriores nos possíveis níveis de tensões

residuais presentes no material.

O processo de alívio de tensões foi realizado conforme orientações do

fornecedor do material (Villares Metals), que solicita aquecimento lento e uniforme

(máximo 100ºC/h) até alcançar cerca de 500ºC. Não deverá ultrapassar essa

temperatura sob riscos de redução de dureza. O material deverá ser mantido nessa

temperatura durante meia hora para cada 25 mm da maior secção do corpo de

prova, porém, o tempo não deverá ser inferior a 2 horas. O processo de resfriamento

deve ser realizado em ar (calmo).

A Tabela 7 apresenta a composição química do aço VP100 conforme

informações do fornecedor.

Tabela 7 - Composição Química do Aço VP100

C % Si % Mn % Cr % Mo % Ni %

0,20 0,45 2,0 0,6 0,3 0,4

Fonte: Villares Metals (2014)

3.2.2 Máquina e Ferramenta

Nos ensaios foi utilizado um centro de usinagem vertical Feeler FV600,

instalado na UNISOCIESC, sendo o comando Mitsubishi Meldas 500 com linguagem

64

ISO. A potência do motor principal é de 5,3 kW, com rotação máxima de 6.000 rpm.

A Figura 38 apresenta o modelo da máquina utilizada.

Figura 38 - Modelo de Centro de Usinagem Utilizado


A ferramenta utilizada foi um cabeçote com pastilhas para acabamento

intercambiáveis da marca Widia modelo M680 com 20 mm de diâmetro e formada

por 2 arestas cortantes (a mesma utilizada nos ensaios preliminares). Assim como

nos ensaios preliminares, foi adotado um avanço lateral (ae) de 8 mm para que seja

possível a medição de RMB nas diversas pistas de usinagem criadas pela

ferramenta em sua sequência de fresamento.

3.2.3 Planejamento dos Experimentos

Para execução dos experimentos, definiu-se a variação de três parâmetros de

usinagem. O parâmetro velocidade de corte (Vc) e o parâmetro avanço por dente (fz)

foram variados em três níveis diferentes. O parâmetro profundidade de corte teve

sua variabilidade estudada apenas em dois níveis distintos. A Tabela 8 apresenta as

variações adotadas em cada parâmetro de usinagem.

65

Tabela 8 - Limites dos Parâmetros de Corte

Parâmetro de corte Limite inferior Intermediário Limite superior

Velocidade de corte

vc (m/min) 100 150 200

Avanço por dente

fz (mm) 0,1 0,15 0,2

Profundidade de corte

ap (mm) 0,5 ------ 1,5


Com a utilização do software minitab, foi possível a determinação do

planejamento experimental adotando somente 1 repetição para cada processo

realizado, pois de acordo com os resultados obtidos com os ensaios preliminares

pequenas variações do RMB ocorreram entre as repetições. Ao todo foram

definidos 36 corpos de prova conforme podem ser observados na Tabela 9 que

apresenta a ordem de execução dos experimentos.

66

Tabela 9 - Planejamento Experimental dos Ensaios Finais


Velocidade de Corte Avanço por Dente Profundidade de Corte

Vc (m/min) Fz (mm) Ap (mm)

1 150 0,15 1,5

2 200 0,1 0,5

3 150 0,15 1,5

4 200 0,1 0,5

5 100 0,15 0,5

6 200 0,15 1,5

7 150 0,1 0,5

8 100 0,15 1,5

9 100 0,1 1,5

10 200 0,2 0,5

11 100 0,15 0,5

12 200 0,1 1,5

13 100 0,1 0,5

14 150 0,15 0,5

15 150 0,2 1,5

16 150 0,2 0,5

17 150 0,2 1,5

18 200 0,15 0,5

19 100 0,1 1,5

20 150 0,1 1,5

21 150 0,1 0,5

22 200 0,15 1,5

23 100 0,2 1,5

24 200 0,1 1,5

25 200 0,15 0,5

26 200 0,2 0,5

27 100 0,2 1,5

28 100 0,2 0,5

29 200 0,2 1,5

30 150 0,2 0,5

31 150 0,15 0,5

32 150 0,1 1,5

33 100 0,2 0,5

34 100 0,15 1,5

35 100 0,1 0,5

36 200 0,2 1,5

Experimento

67

3.2.4 Medição do Ruído Magnético de Barkhausen

Para a medição do RMB foi utilizado o mesmo equipamento dos ensaios

preliminares. A Figura 39 mostra a estação experimental de medição do RMB. As

informações técnicas do equipamento já estão apresentadas no item 3.1.5 deste

trabalho. Para a excitação magnética, nos ensaios finais foram geradas correntes

em forma senoidal com frequências de 5 Hz e 30 Hz com amplitudes de 0,2 A e

0,12A. Os sinais de RMB foram gravados num PC com ajuda de uma placa A/D (NI

PCI-6143), empregando uma taxa de aquisição de dados de 200 kHz e utilizando o

software Labview.

Figura 39 - Equipamento de Medição RMB

Fonte: autor (2014)

A região de medição do RMB por meio da sonda (yoke) tem forma circular de

aproximadamente 3 mm de diâmetro. A Figura 40 apresenta o esquema de

medições do RMB.

68

Figura 40 - Posições das Medições de RMB

Fonte: autor (2014)

Pelo fato da sonda ser muito sensível as pequenas variações de

posicionamento, também foi realizada uma varredura de medições sob a pista de

usinagem (medição de 9 pontos na largura da pista). A Figura 41 apresenta essa

varredura de forma que toda a pista de usinagem pode ser analisada ponto a ponto.

Figura 41 – Pontos de medição do RMB na largura das pistas de usinagem

Fonte: autor (2014)

.

69

3.2.5 Medição da Difração de Raios-X

Depois de realizadas todas as medições de RMB nos laboratórios da

UNISOCIESC, 4 corpos de prova que apresentaram variações significativas entre os

resultados de RMB juntamente com uma amostra virgem do material (apenas

submetida ao alívio de tensões) foram analisadas num difratômetro de raios-X da

marca Shimadzu XRD-7000 existente na UTFPR (Universidade Tecnológica Federal

do Paraná). A Figura 42 apresenta a estrutura interna do difratômetro utilizado para

as medições das tensões residuais.

Figura 42 - Difratômetro de raios-X (Estrutura Interna)

Fonte: autor (2014)

Os parâmetros de medida utilizados no difratômetro estão mostrados na Tabela

10.

70

Tabela 10 – Parâmetros utilizados na medição de tensões resíduas por difração de Raios-X.

Constantes

Método side inclination

E 210 GPa

δ 0,29

Plano 211

Radiação Cr (λ=2.2 Â)

Área do feixe 2 x 12mm

Passo 0,05°/min

Ângulo de incidência () 0, 5, 10, 15, 20, 25, 30, 35, 40, 45

Fonte: autor (2014)

Os corpos de prova fresados apresentam diversas pistas de usinagem que

foram geradas devido ao incremento de avanço lateral (ae = 8 mm) adotado no

planejamento dos experimentos acima citado. Sendo assim, os corpos de prova

tiveram coleta de dados realizada em quatro posições distintas da peça. Duas

dessas medições ocorreram nas bordas da pista (interpistas) e as outras duas

medições ocorreram no centro das pistas de usinagem. Um esboço apresentado a

forma em que as medições foram coletadas pela difração de raios-X pode ser

observado na Figura 43. A área iluminada pelo feixe de raios-X foi de

aproximadamente 12X2 mm.

71

Figura 43 - Região de Medição da Difração de raios-X.

Fonte: autor (2014)

A Figura 44 apresenta as posições em que foram coletas as medições com o

difratômetro de raios-X. Pode-se perceber que embora o feixe seja direcionado para

o meio da pista, suas dimensões de coleta fazem com que dados das bordas da

pista sejam adquiridos nas medições.

Figura 44 - Posições das Medições da Difração de Raios-X

Fonte: autor (2014)

RECEPTOR

EMISSOR Raio-X

Raio-X

Corpo

de

ProvaPistas de Usinagem

Corpo

de

Prova

MEDIÇÕES NO MEIO DA PISTA

MEDIÇÕES INTERPISTAS

Área Iluminada pelo Feixe

72

3.2.6 Medição da Dureza

Depois de realizadas as medições de RMB e raios-X os corpos de prova foram

submetidos a medição de microdureza Vickers na superfície usinada, adotando uma

carga de 500 gramas. Foram coletados seis pontos de dureza em cada corpo de

prova para obter confiabilidade estatística nos resultados. Ressalta-se que as

medições de microdureza ocorreram em diversas pistas de usinagem dos corpos de

prova para que fosse possível avaliar a homogeneidade da dureza obtida no

material.

O equipamento utilizado para medição da microdureza foi um microdurômetro

Vickers modelo 402 MVD da Wilson Instruments que permite variação de carga de

teste entre 10 e 1000 gramas.

73

4 RESULTADOS E DISCUSSÕES

4.1 ENSAIOS PRELIMINARES

O método RMB exige um processo de calibração para que seja possível

estabelecer uma relação entre os valores dos parâmetros calculados dos sinais

medidos e as tensões presentes no componente. Tal processo de calibração pode

ser realizado por comparação com ensaios mecânicos ou com outros métodos de

medição das tensões residuais como difração de raios-X ou furo cego (MARTINS et

al., 2004).

Na realização das medições de RMB dos corpos de prova para os ensaios

preliminares não foram realizadas comparações com outras técnicas, por esse

motivo os resultados apresentados aqui mostram uma avaliação qualitativa dos

níveis das possíveis tensões residuais geradas nas amostras.

As Figuras 45, 46, 47 e 48 apresentam os resultados obtidos com a medição do

parâmetro RMBRMS adotando duas frequências (20 Hz e 40 Hz) e dois campos de

medição (1,3 A e 2,2 A). Os resultados das medições dos corpos foram analisados

de uma forma comparativa entre os resultados na condição “Antes do fresamento”

(processo de faceamento por torneamento e utilizando parâmetros de corte

constantes) juntamente com valores obtidos nas amostras na condição “Depois do

fresamento” (processo de fresamento frontal com diferentes condições de corte).

74

Figura 45 - Resultados da medição do RMBRMS adotando Freqüência de 20Hz e Campo de 1,3A


Analisando a Figura 45, pode-se constatar que o processo de fresamento

atuou diretamente em variações nos resultados de RMBRMS. As amplitudes máximas

alcançadas estão diretamente ligadas ao fator profundidade de corte (ap), ou seja,

valores de ap mais altos tendem a provocar maiores amplitudes do parâmetro

RMBRMS em estudo. Nos dois conjuntos (A e C) onde a profundidade de corte foi

somente de 0,5mm os valores de RMBRMS apresentaram tendência redutiva quando

comparadas ao processo de torneamento.

Também se pode verificar na figura que o corpo de prova número 8

apresentou divergência nos resultados quando comparados aos demais elementos

de seu grupo de análise (amostras 3 e 7). Tal variação não teve sua causa

detectada nos estudos realizados. Acreditasse que a diferença pode ser devida a

erros no processo de usinagem. Por outro lado os demais grupos de amostras

amostraram certa homogeneidade entre as amplitudes do parâmetro RMBRMS das

réplicas.

75

Figura 46 - Resultados da medição do RMBRMS adotando Frequência de 20Hz e Campo de 2,2A




76



As Figuras 46, 47 e 48 apresentaram resultados muito similares aos

encontrados e apresentados na Figura 45. No entanto, os parâmetros de medida do

RMB que geraram a maior sensibilidade na detecção de mudanças geradas pelas

diferentes condições de fresamento foram os mostrados na Figura 45, com

frequência 20 Hz e Campo 1,3 A. Desta maneira as análises seguintes são

baseadas na resposta obtida nessa condição de medida.

Em processos de fabricação como fresamento e torneamento, as tensões

residuais são geradas pela combinação de diferentes efeitos. Efeitos de temperatura

geram tensões residuais de tração, enquanto efeitos mecânicos geram deformações

plásticas responsáveis por tensões residuais de compressão (BRINKSMEIER, 1982;

TOTTEN, 2002). Dependendo da dinâmica do processo, um dos dois efeitos pode

ser predominante, obtendo-se tensões residuais resultantes de compressão ou

tração. Assim, estudos realizados em processos de faceamento por torneamento

(JAWAHIR et al, 2011; HUA et al, 2005) e fresamento frontal (SRIDHAR et al, 2003;

e AXINTE; DEWES, 2002), tem demonstrado maior influência dos efeitos

mecânicos, gerando consequentemente tensões residuais de compressão no

material. Acredita-se por tanto, que no caso apresentado aqui, todos os valores do

parâmetro RMBrms mostrados na Figura 45 sejam relativos a tensões residuais de

77

compressão. Os valores de RMBrms aumentam com tensões de tração e diminuem

com tensões de compressão (JILES, 1989; MAKAR, 2000), deste modo na Figura

45, valores baixos de RMBrms indicam maiores níveis de compressão, e valores altos

de RMBrms indicam menores níveis de compressão. Assim, dos dados apresentados

na Figura 45, podem ser realizados os seguintes comentários:

É observado que nos corpos de prova submetidos ao processo de torneamento

(antes do fresamento) foram obtidas amplitudes do parâmetro RMBrms muitos

similares entre si (tensões residuais de compressão próximas). Ocorrência dada

pela utilização de condições de corte constantes para a confecção de todos os

corpos de prova. As pequenas variações observadas, não tiveram suas causas

justificadas ou analisadas criticamente, no entanto, acredita-se que podem ser

provenientes da variação de velocidade de corte comuns ao processo de

faceamento por torneamento. Nas bordas da face da amostra ocorrem as

máximas velocidades e no centro velocidade próxima a zero. Outra possível

causa, podem ser erros no posicionamento da sonda do RMB no processo de

medida.

No caso das amostras, após o processo de fresamento, é observado inicialmente

que as medições de RMB (parâmetro RMBrms) conseguiram detectar claramente

o efeito gerado pelas diferentes condições de corte no material. Observa-se que

um aumento do parâmetro ap diminui as amplitudes de tensão residual de

compressão, enquanto que a influência de Vc é mínima. Estudos

correlacionados sobre a influência dos parâmetros de corte na geração de

tensões residuais aplicando a técnica de raios-X (SUN; GUO, 2009) e a técnica

de extensometria do furo cego (SRIDHAR et al, 2003) têm encontrado resultados

similares.

Adicionalmente também foi realizada uma análise estatística com o uso do

Minitab estudando os resultados obtidos com o parâmetro RMBRMS adotando

frequência 20 Hz e Campo 1,3 A conforme pode ser observado nas Figuras 49 e 50.

78

Figura 49 - Influência dos Fatores ap e vc


Pode-se verificar novamente que o fator profundidade de corte (ap) estudado

nestes experimentos demonstrou-se muito mais influente nos resultados de RMBrms

quando comparados ao fator velocidade de corte (vc) ou até mesmo a correlação

entre os dois fatores.

Figura 50 - Teste de Normalidade das Amostras


A Figura 50 apresenta o teste de normalidade dos valores da amostra. Como

pode ser visualizado, os valores obedecem a uma distribuição normal.

AB

A

B

181614121086420

Term

S tandardized Effect

2.20

A VC

B AP

Factor Nam e

Pareto Chart of the Stan dardized Effects(response is RM S, A lpha = 0.05)

79

4.2 ENSAIOS FINAIS

A Figura 51 apresenta os resultados do parâmetro RMBrms obtidos com as

medições magnéticas dos corpos de prova antes do processo de alívio de tensões.

Logo em seguida, a Figura 52 apresenta os resultados obtidos do parâmetro RMBrms

após execução do processo de alívio de tensões. É mostrado de maneira individual

o valor médio e desvio padrão, de cada um dos três pontos medidos em cada

amostra.

Figura 51 - Medições de RMB antes do alívio de tensões


80

Figura 52 - Medições de RMB após alívio de tensões


Podemos observar na Figura 51 e na Figura 52 que o processo de alívio de

tensões fez com que os valores de RMBrms aumentassem. Sabendo que os corpos

de prova foram esquadrejados por processo de fresamento adotando o uso de óleo

refrigerante, as literaturas afirmam que tal processo de fabricação provoca tensões

de compressão. Muito provavelmente, o processo de alívio de tensões fez com que

os níveis de tensões de compressão diminuíssem.

Também na Figura 51 e na Figura 52 pode-se observar que foram analisados

42 (quarenta e dois) corpos de prova. Foi utilizada essa quantidade de corpos de

prova com a finalidade de substituir eventuais problemas constatados nos primeiros

36 itens que foram utilizados nos fresamentos finais.

81

4.2.1 Resultados de Dureza

A Tabela 11 e a Figura 53 apresentam os resultados obtidos com as

medições de microdureza (seis pontos em cada corpo de prova) realizadas após o

processo de fresamento. Foram realizadas medições somente em um corpo de

prova para cada combinação de parâmetros do planejamento experimental. Ao todo

foram medidos 17 corpos de prova, sendo que um deles faz referência ao estado

virgem do material (submetido apenas ao processo de alívio de tensões).

Tabela 11 – Medições de Microdureza

Fonte: autor (2014)

AMOSTRA Vc (m/min) Fz (mm) Ap (mm) 1 2 3 4 5 6 Média Desv. Pad.

1 150 0,15 1,5 380,9 372,3 387,4 385,6 377,8 375,1 379,85 5,91

4 200 0,1 0,5 383,9 383,7 381,3 368,3 369,8 378,3 377,55 6,90

5 100 0,15 0,5 382,3 400,7 384,7 378,1 390,7 388,4 387,48 7,86

22 200 0,15 1,5 396,6 386,8 386,9 396,3 395,2 386,6 391,40 5,10

21 150 0,1 0,5 381 381,4 398,8 395,6 392,9 387,4 389,52 7,45

8 100 0,15 1,5 380,6 386,8 381,4 394,3 397,5 401,5 390,35 8,70

9 100 0,1 1,5 393 384,8 383,4 389,7 384 380,6 385,92 4,56

26 200 0,2 0,5 371,6 370,1 379,3 376,4 378,3 371,3 374,50 3,98

12 200 0,1 1,5 382 391,3 390,4 380,3 378,4 383,4 384,30 5,35

35 100 0,1 0,5 365,7 366,4 373,1 370,8 367,7 378,3 370,33 4,80

14 150 0,15 0,5 382,5 378,7 380,5 366,9 377,3 376,4 377,05 5,44

17 150 0,2 1,5 378,9 379,4 390,1 392,4 385,4 390,1 386,05 5,81

30 150 0,2 0,5 358,5 360,5 359,7 361,1 365,3 365 361,68 2,82

18 200 0,15 0,5 356,3 362,4 355 361,1 362,2 356,2 358,87 3,38

20 150 0,1 1,5 385,9 392,2 385,9 376,7 376 390,7 384,57 6,85

23 100 0,2 1,5 387,8 378,9 391,3 386,4 389,4 379,9 385,62 5,09

28 100 0,2 0,5 369,7 381,9 384 384.6 368,8 374,7 375,82 6,93

29 200 0,2 1,5 375,5 381,5 376,9 384,5 389,6 384,2 382,03 5,24

Virgem 333,7 345,4 338,3 332,1 338,5 334,2 337,03 4,84

MICRODUREZA (HV)

82

Figura 53 - Medições de Microdureza Vickers.

Fonte: autor (2014)

Pode-se observar na Tabela 9 e na Figura 53, que a amostra virgem possui

uma média de 337 HV e após os processos de fresamento, todos os corpos de

prova apresentaram um aumento na dureza superficial.

Acredita-se que o aumento relativo da dureza nos corpos de prova fresados

foi originado devido ao gradiente de temperatura elevado durante o processo de

fresamento, haja visto, que todos os corpos de prova foram submetidos ao

fresamento sem adoção de óleo refrigerante. Em processos de fresamento o

aumento da dureza superficial pode estar correlacionado as deformações plásticas,

elásticas e ao gradiente de temperatura gerado pelo contato ferramenta/peça

(EKMEKCI, ELKOCA e ERDEN, 2005; SHAW, 1996; GHANEM et al, 2002).

A Figura 54 e a Figura 55 apresentam uma análise estatística realizada com

auxílio do software Minitab, com a principal finalidade de verificar e testar as

influências dos parâmetros de fresamento nas alterações de microdureza do

material.

330,00

340,00

350,00

360,00

370,00

380,00

390,00

400,00M

icro

du

reza

(H

V)

- 5

0 g

Amostras

83

Figura 54 - Influência dos Fatores Vc, Fz e ap na Microdureza

A

BC

ABC

AB

B

AC

C

3,02,52,01,51,00,50,0

Fato

res

2,228

A V c

B Fz

C A p

Fator Nome

Diagrama de Pareto(Microdureza, Alfa = 0,05)

Fonte: autor (2014)

Figura 55 - Estudo dos Efeitos dos Parâmetros na Microdureza

200150100

385,0

382,5

380,0

377,5

375,0

0,200,150,10

1,50,5

385,0

382,5

380,0

377,5

375,0

Vc

Mic

rod

ure

za

HV

Fz

Ap

Gráfico de efeitos principais para Microdureza

Fonte: autor (2014)

Analisando a Figura 54, pode-se verificar que o parâmetro profundidade de

corte (ap) foi mais influente nas alterações de microdureza quando comparado aos

demais parâmetros em estudo (velocidade de corte e avanço por dente).

84

De mesma maneira, a Figura 55 apresenta uma análise onde se pode

evidenciar que o aumento dos parâmetros vc e fz provocou uma leve redução nos

níveis de dureza, no entanto, o aumento do ap proporcionou um aumento

relativamente alto nos resultados de microdureza nos corpos de prova.

Observando o parâmetro profundidade de corte (ap) acredita-se que para o

valor de 1,5 mm os níveis de temperatura alcançados com o processo de fresamento

provocaram provável alteração microestrutural dos corpos de prova, gerando uma

forma de têmpera local.

Chevrier et al. (2003) obtiveram resultados muito similares em seus

experimentos e constataram que a superfície fresada adquire uma forma de têmpera

superficial devido ao rápido processo de aquecimento/resfriamento ocasionado pelo

atrito direto entre ferramenta e peça alcançando a zona de cisalhamento terciária e

por sua vez adquirindo altas temperaturas de corte.

Outra suposição de ocorrência no aumento da dureza na superfície pode

estar diretamente ligada ao processo de encruamento ocasionado pelo fresamento e

suas prováveis formações de deformação plástica (CALLISTER, 2008).

Melo et al. (2003) realizaram experimentos avaliando a variação de

temperatura obtida no fresamento frontal quando ocorrem mudanças no parâmetro

profundidade de corte. Pode-se observar na Figura 56, que o aumento da

profundidade de corte provoca aumento direto na temperatura do corpo de prova.

85

Figura 56 - Estudo da Temperatura no Fresamento x Profundidade de Corte

Fonte: Melo et al. (2003)

Rodrigues et al. (2013) obtiveram resultados diferentes em seus testes de

variação de microdureza, no entanto, sua pesquisa consistiu em uma análise de

fresamento HSC (High Speed Cuting) e as medições de microdureza foram

realizadas a 10µm da superfície usinada.

Hioki (2006) realizou estudos no aço H13, mas obtiveram resultados

semelhantes, onde o aumento da profundidade de corte foi o parâmetro mais

influente na maximização dos níveis de dureza da superfície.

Norcino (2013), conforme já citado na revisão de literatura, obtiveram

resultados no parâmetro Velocidade de Corte, muito similares. A diferença

fundamental em seus estudos está fundamentada no fato de que as variações de Vc

foram de maior amplitude provocando uma maior variação.

86

4.2.2 Correlação Dureza x RMB

Como já citado anteriormente os corpos de prova de VP100 foram submetidos

a medições de RMB e também microdureza Vickers. Essa etapa da pesquisa

fundamentou-se na busca por uma correlação entre esses dois processos de

medição. Como já citado anteriormente, o comparativo de valores apresentados a

seguir faz referência somente as análises estatísticas relacionadas a um corpo de

prova pertencente a cada agrupamento de fatores de entrada correlacionados pelo

planejamento experimental. A Tabela 12 apresenta os resultados de microdureza e

diferentes parâmetros calculados dos sinais de RMB medidos no centro da pista de

usinagem. São mostrados o valor médio e desvio padrão de cada parâmetro.

Tabela 12 - Microdureza x Parâmetros do RMB

Dureza (HV) RMBrms RMBcurtose RMBA-PICO RMBP-PICO RMBL-PICO

Amostra

Méd

ia

Des

vio

pad

rão

Méd

ia

Des

vio

pad

rão

Méd

ia

Des

vio

pad

rão

Méd

ia

Des

vio

pad

rão

Méd

ia

Des

vio

pad

rão

Méd

ia

Des

vio

Pad

rão

1 379,9 5,91 0,13 0,003 17,4 0,72 0,48 0,01 0,04 0,001 0,04 0,003

4 377,6 6,9 0,11 0,003 16,1 0,48 0,38 0,01 0,05 0,001 0,05 0,002

5 387,5 7,86 0,16 0,004 23,6 2,94 0,63 0,03 0,04 0,001 0,04 0,001

22 391,4 5,1 0,14 0,002 14,8 0,35 0,47 0,02 0,04 0,001 0,06 0,003

21 389,5 7,45 0,13 0,003 16,2 0,29 0,47 0,02 0,05 0,002 0,05 0,003

8 390,4 8,7 0,16 0,004 17,5 0,74 0,59 0,02 0,04 0,001 0,05 0,002

9 385,9 4,56 0,17 0,002 21,5 2,40 0,67 0,04 0,04 0,002 0,04 0,005

26 374,5 3,98 0,12 0,001 16,0 0,35 0,42 0,01 0,04 0,001 0,05 0,002

12 384,3 5,35 0,12 0,003 15,9 0,22 0,42 0,02 0,05 0,001 0,05 0,004

35 370,3 4,8 0,18 0,003 22,7 1,51 0,70 0,03 0,04 0,002 0,04 0,001

14 377,1 5,44 0,16 0,002 16,5 0,48 0,57 0,02 0,04 0,002 0,05 0,003

17 386,1 5,81 0,12 0,002 16,9 0,45 0,44 0,02 0,05 0,001 0,05 0,003

30 361,7 2,82 0,14 0,002 17,5 0,27 0,54 0,03 0,04 0,003 0,05 0,002

18 358,9 3,38 0,11 0,003 17,2 0,38 0,40 0,02 0,04 0,001 0,05 0,003

20 384,6 6,85 0,16 0,002 18,2 0,72 0,59 0,03 0,04 0,002 0,04 0,002

23 385,6 5,09 0,16 0,002 16,0 0,35 0,59 0,02 0,04 0,001 0,05 0,003

28 375,8 6,93 0,15 0,004 16,5 0,95 0,52 0,03 0,04 0,002 0,05 0,004

29 382,0 5,24 0,12 0,002 15,9 0,27 0,44 0,02 0,05 0,003 0,05 0,002

Virgem 337,0 4,84 0,11 0,003 15,2 0,63 0,39 0,02 0,05 0,003 0,06 0,004

Fonte: autor (2014)

87

A Tabela 13 apresenta os resultados estatísticos de correlação entre os

valores de microdureza e os parâmetros de RMB estudados.

Tabela 13 - Coeficiente de Correlação R2 entre os valores de Microdureza e os diferentes

parâmetros do RMB calculados.

Fonte: autor (2014)

Observando a Tabela 13, pode-se verificar que o maior índice de correlação

obtido foi entre a dureza x RMBrms. A Figura 57 apresenta o gráfico de seus valores

juntamente com o cálculo de regressão linear.

Figura 57 - Resultados de Microdureza (HV) x RMBrms

Fonte: autor (2014)

Estatisticamente falando, os níveis de correlação (R²) apresentados na Figura

57 não apresentam valores que possam garantir relação direta entre as variáveis

estudadas.

Analisando os resultados, algumas hipóteses para explicar as causas da não

obtenção de índices satisfatórios de correlação (R²) são levantadas. A primeira delas

consiste na análise dos resultados obtidos de microdureza dos corpos de prova.

RMBrms RMBcurtose RMBA-PICO RMBP-PICO RMBL-PICO

Dureza 0,1135 0,0172 0,0973 0,0301 0,0315

y = 199,36x + 350,12R² = 0,1135

330

340

350

360

370

380

390

400

0,08 0,1 0,12 0,14 0,16 0,18 0,2

Mic

rod

ure

za (

HV

)

RMBrms

88

Embora autores como Zerovnik et al (2010), Davut e Gur (2007) tenham alcançado

sucesso em suas pesquisas de correlação de valores entre variações dos níveis de

microdureza confrontados com parâmetros de RMB, suas amplitudes (variações) de

microdureza (HV) foram muito maiores, ou seja, a técnica RMB foi capaz de

identificar as variações ocorridas na superfície. Nesse trabalho, embora os

resultados de microdureza tenham comprovado alterações provocadas pelo

fresamento, os valores alcançados não apresentaram uma alta variação para que o

equipamento (RMB) pudesse ser sensível ao ponto de conseguir distinguir os níveis

alcançados.

Outra hipótese levantada consiste na suposição de que os parâmetros de

corte adotados nos experimentos provocaram, simultaneamente, alterações de

microdureza, geração de tensões residuais e provável deformação plástica no

material. O sinal RMB é altamente sensível a todos esses fatores de qualidade

superficial, sendo assim, essa superposição de fatores pode ter dificultado o

processo de análise e interpretação dos sinais magnéticos. Além de alterações nos

fatores citados, o processo de fresamento também pode ter provocado o surgimento

de camada branca ou até mesmo transformação de fases na superfície do material.

Sorsa et al. (2012) realizaram um estudo onde conseguiram medir níveis de

dureza e tensão residual simultaneamente com a técnica de medição do RMB. Na

análise dos dados determinaram um algoritmo matemático que fosse capaz de

realizar previsões de resultados a partir dos estudos de diversos parâmetros dos

sinais medidos. Os pesquisadores determinaram mais de sessenta parâmetros do

sinal de RMB e por meio da construção de uma rede neural realizaram vários e

complexos testes envolvendo a combinação direta e indireta dos parâmetros para

então conseguirem sucesso na correlação dos níveis de dureza e tensão residual

com as amplitudes do RMB.

4.2.3 Resultados de RMB x Difração de Raios-X

Para que seja possível a utilização do RMB na avaliação quantitativa de

tensões residuais se faz necessário a execução de um processo de calibração dessa

89

técnica por meio de uma curva comparativa de valores RMB com valores de tensão

residual obtidos com outro método confiável, como por exemplo a difração de raios-

X. A técnica do RMB não calcula diretamente níveis de tensão residual e sim adquire

amplitudes de voltagem relativa ao movimento das paredes dos domínios

magnéticos captados pela sonda (yoke) de medição. A partir do momento em que

seja determinada com eficiência a correlação entre um dos parâmetros do sinal RMB

e os resultados reais de tensões residuais por meio de outra técnica, o equipamento

poderá ser utilizado para tal finalidade técnico-científica.

Para determinar a correlação linear entre as técnicas foram enviadas para

análise de difração de raios-X cinco corpos de prova. Um dos corpos de prova

estava em forma virgem, ou seja, somente submetido ao processo de alívio de

tensões. Os outros quatro corpos de prova foram selecionados devido as grandes

diferenças observadas nos resultados de RMB que foram obtidos.

A peça em estado virgem foi medida com o difratômetro de raios-X em três

pontos diferentes. Os resultados das tensões residuais foram de (-300,12); (-240,4) e

(-186,39) MPa. Analisando a Figura 51 e a Figura 52 já apresentadas nesse

trabalho, o método RMB foi sensível as variações de magnitude dos níveis de tensão

observadas no material antes e depois do alívio de tensões. Embora o processo de

alívio de tensões seja realizado com a principal finalidade de eliminar grandes taxas

de tensões (compressivas ou trativas), autores como Ceglias (2012) também

obtiveram resultados compressivos mesmo após o processo de alívio de tensões. A

Figura 58 apresenta os níveis de tensões obtidos em suas pesquisas, no entanto,

vale ressaltar que o processo estudado pelo pesquisador supracitado é diferente da

pesquisa aqui apresentada.

90

Figura 58 - Níveis de tensão residual obtidos antes e após alívio de tensões

Fonte: Ceglias (2012)

A peça virgem não foi utilizada nos estudos comparativos de correlação

linear, pois sua superfície não apresenta as influências geradas pelo fresamento

como as outras peças.

A Figura 59 apresenta os valores de tensão residual obtidos com as medições

de difração de raios-X no meio das pistas de usinagem. Foram executadas 2

medições em cada corpo de prova.

Figura 59 - Valores de Tensão Residual pela Difração de Raio-X – Posição Meio da Pista

Fonte: autor (2014)

91

Na Figura 59, observa-se que os valores obtidos nas réplicas foram muito

similares entre si.

Os resultados encontrados demonstram níveis de tensões residuais trativas

que muito provavelmente alcançaram esses níveis devido às elevadas temperaturas

originadas durante o processo de fresamento. Segundo Chevrier et al. (2003) as

tensões de tração na superfície fresada estão diretamente correlacionadas ao

aumento de temperatura gerado pelo contato direto da ferramenta com a peça

durante o processo.

A Figura 60 apresenta os resultados obtidos com as medições de raios-X

executadas nas regiões interpistas. Os valores obtidos foram diferentes aos obtidos

no meio da pista, no entanto, observa-se certa similaridade na tendência dos

resultados.

Figura 60 - Valores de Tensão Residual pela Difração de raios-X - Posição Interpistas

Fonte: autor (2014)

Observando a Figura 60, constata-se que o parâmetro vc provocou maior

influência nos níveis de tensão residual obtidos com as medições. Norcino (2013)

embora tenha obtido tendências inversas em seus resultados, o parâmetro vc

541,9

361,5

674,8

407,73

531,38

382,52

718,052

447,37

-100

0

100

200

300

400

500

600

700

800

4 20 22 35

Ten

são

Re

sid

ual

(M

Pa)

AMOSTRAS

Tensão // Interpistas // Raio-X

Vc (m/min) 200 150 200 100

Fz (mm) 0,1 0,1 0,15 0,1

ap (mm) 0,5 1,5 1,5 0,5

92

também se demonstrou mais influente nas alterações de tensões residuais. Pelo fato

de não ter sido construído um planejamento fatorial para as medições de difração de

raios-X, as afirmações nesse quesito realizadas são apenas hipóteses e não podem

ser confirmadas com boa confiabilidade estatística.

Após realizadas as análises dos resultados gerais das tensões residuais pelo

método da difração de raios-X, buscou-se encontrar uma correlação direta com os

resultados encontrados nas medições com a técnica micromagnética. A Tabela 14

representa os resultados alcançados com as análises geradas em 5 parâmetros

diferentes fornecidos pelo sinal RMB. São apresentados os resultados das medições

na posição “meio da pista” e na posição “interpistas”.

Tabela 14 – Amplitude dos parâmetros de análise do RMB nas duas posições de medida.

Posição Meio da Pista


Am

ost

ra

Méd

ia

Des

vio

p

adrã

o

Méd

ia

Des

vio

p

adrã

o

Méd

ia

Des

vio

pad

rão

Méd

ia

Des

vio

p

adrã

o

Méd

ia

Des

vio

pad

rão

4 0,106 0,002 16,120 0,480 0,381 0,012 0,046 0,001 0,046 0,002

20 0,157 0,002 18,164 0,723 0,588 0,032 0,041 0,001 0,042 0,002

22 0,137 0,001 14,838 0,351 0,466 0,019 0,043 0,001 0,055 0,002

35 0,178 0,002 22,701 1,512 0,701 0,027 0,044 0,001 0,039 0,001

Posição Interpistas


Am

ostr

a

Méd

ia

Desvio

padrã

o

Méd

ia

Desvio

padrã

o

Méd

ia

Desvio

padrã

o

Méd

ia

Desvio

padrã

o

Méd

ia

Desvio

padrã

o

4 0,127 0,005 17,602 0,753 0,461 0,028 0,043 0,002 0,047 0,003

20 0,173 0,002 19,712 0,667 0,666 0,031 0,039 0,000 0,045 0,003

22 0,142 0,002 20,725 1,268 0,535 0,027 0,027 0,001 0,043 0,003

35 0,224 0,004 22,938 2,469 0,845 0,047 0,047 0,002 0,048 0,003

Fonte: autor (2014)

Com os resultados apresentados na Tabela 14, foi possível por meio do uso

de softwares estatísticos, a determinação dos coeficientes de correlação (R²) entre

93

as grandezas em estudo. Na Tabela 15, podem-se visualizar os resultados de

correlação determinados.

Tabela 15 – Índice de correlação R2 entre diferentes parâmetros do RMB e Tensões residuais

por difração de Raios-X.

Fonte: autor (2014)

Analisando os coeficientes de correlação apresentados na Tabela 15, o

parâmetro que apresenta melhores índices de correlação (R²) é o parâmetro

RMBP-PICO. No entanto, valores muito baixos para garantir confiabilidade estatística.

A Figura 61 apresenta os gráficos de correlação entre o parâmetro RMBP-

PICO x Difração de raios-X para as duas posições de medida.

RMBrms RMBcurtose RMBA-PICO RMBP-PICO RMBL-PICO Raio-XMeio

Raio-X

Inter0,372 0,018 0,387 0,559 0,2750

0,134 0,025 0,129 0,487 0,167

94

Figura 61 - Posição de Pico (RMB) x Difração de raios-X. (A) Posição meio da pista,

(B) Posição interpistas

Fonte: autor (2014)

O estudo de correlação (R²) apresentado graficamente na Figura 61, sugere

que não foi possível verificar resultados de boa confiabilidade estatística. Os motivos

pelos quais esses processos não se correlacionaram provocam o surgimento de

algumas hipóteses. A hipótese fundamental é de que o processo de fresamento

pode ter gerado na superfície dos corpos de prova alguns fenômenos como:

y = 7178,3x - 1023,3R² = 0,4869

300

350

400

450

500

550

600

650

700

750

0,2 0,21 0,22 0,23 0,24

Ten

são

MP

a -

Dif

raçã

o d

e R

aio

s-X

M

eio

da

Pis

ta

RMSp-pico

y = -12117x + 981,2R² = 0,5591

300

350

400

450

500

550

600

650

700

750

0,020 0,025 0,030 0,035 0,040 0,045 0,050 0,055

Ten

são

MP

a -

Dif

raçã

o d

e R

aio

s-X

In

terp

ista

s

RMSp-pico

(A)

(B)

95

deformação plástica, surgimento de camada branca, aumento de dureza

(comprovada no subcapítulo 4.2.1) e até mesmo ter provocado transformação de

fases no material. Quando ocorre uma série de mudanças na microestrutura do

material analisado, a técnica de medição do RMB apresenta dificuldades na

interpretação de seus resultados, pois sua sensibilidade está diretamente ligada aos

fatores acima citados. Assim, ocorre uma superposição de efeitos nos sinais do

RMB. O RMB é diretamente proporcional às tensões residuais, no entanto, é

inversamente proporcional as alterações de deformação plástica e dureza. Desta

maneira acreditasse que os parâmetros de RMB analisados nesse trabalho foram

afetados simultaneamente por diferentes mudanças geradas no material, o que

impediu obter uma correlação direta na detecção dos níveis de tensão residual.

Trabalhos encontrados na literatura tem conseguido separar os efeitos no

RMB das diferentes mudanças geradas na microestrutura do material (SORSA et al,

2012). Como comentado no item 4.2.2, a metodologia utilizada por esses

pesquisadores foi baseada na construção de uma rede neural capaz de executar

cálculos de previsão para resultados (tensão residual e microdureza) por meio da

análise numérica de mais de sessenta parâmetros de RMB.

4.2.4 Varredura do RMB nas Pistas de Usinagem

Como já mencionado nesse documento, os corpos de prova foram usinados

com uma ferramenta de 20 mm (diâmetro) e adotado um avanço lateral (ae) fixo no

valor de 8 mm (40% do diâmetro da ferramenta).

Analisando as marcas geradas pela ferramenta nas pistas de usinagens,

observou-se que alguns corpos de prova resultaram em características diferentes,

muito provavelmente ocasionadas pelas diferentes condições de usinagem definidas

nos experimentos. De maneira análoga, durante as medições do RMB, percebeu-se

que no varrer das pistas de usinagem os valores identificados eram muito diferentes

entre si.

A Figura 62 apresenta o aspecto visual das pistas de usinagem verificadas na

peça de número 22.

96

Figura 62 - Marcas da Ferramenta - Peça 22

Fonte: autor (2014)

Pode-se observar na Figura 62 que a ferramenta no momento em que

descreve seu avanço lateral de 8 mm, a mesma altera a superfície anteriormente

usinada e deixa uma forma de riscos na superfície, no entanto, essas marcas

deixadas são de aproximadamente a metade da pista.

Como já comentado na metodologia, durante o processo de inspeção

executado com o equipamento de RMB, percebeu-se que a sonda era muito

sensível as pequenas variações de posicionamento sob a pista de usinagem.

Correlacionando o aspecto visual da peça (riscos de usinagem) juntamente com a

sensibilidade da técnica, buscou-se analisar esse fenômeno com a execução da

medição do RMB em nove pontos distintos da pista de usinagem.

A Figura 63, apresenta os resultados compilados com as medições de RMB

(varredura sob a pista de usinagem) juntamente com o espectro da peça (zoom

local).

97

Figura 63 - Correlação – Varredura do RMB x Marcas superficiais - Peça 22

Fonte: autor (2014)

Analisando a Figura 63, pode-se perceber que os resultados do RMB

mostram um alto nível de detecção das alterações superficiais geradas na superfície

usinada.

Pode-se afirmar, segundo as marcas geradas pela ferramenta, que a direção

de corte em distintos pontos localizados na largura das pistas de usinagem é

diferente. Dessa maneira, as amplitudes das deformações plásticas e tensões

residuais geradas na direção longitudinal também devem ser diferentes nesses

pontos de análise. As medidas de RMB foram realizadas em direção paralela as

pistas de usinagem (sentido longitudinal). Acreditasse que as tendências obtidas

pelo parâmetro RMBrms estão correlacionadas com a distribuição (efeito combinado)

da tensão residual e a deformação plástica na largura da pista de usinagem.

98

No interesse de reafirmar os resultados do RMB na varredura das pistas de

usinagem um estudo similar foi feito com a peça 4, que apresentou características

diferentes nas marcas deixadas pela ferramenta.

A Figura 64, apresenta o aspecto visual observado nas pistas de usinagem

geradas na peça número 4.

Figura 64 - Marcas da Ferramenta - Peça 4

Fonte: autor (2014)

Observando a Figura 64, pode-se perceber que nesse caso a ferramenta

deixa riscos em praticamente toda a pista de usinagem. Comportamento bem

diferente do observado na peça 22. A Figura 65 apresenta os resultados de medição

do RMB juntamente com o espectro visual da peça número 4.

99

Figura 65 - Correlação - Varredura do RMB x Marcas superficiais - Peça 4

Fonte: autor (2014)

Avaliando a Figura 65 observa-se que a sonda de medição do RMB também

foi sensível as características da superfície da peça fresada, ou seja, foi possível a

percepção das diferenças de resultado no RMB ao longo da pista de usinagem.

Em virtude das comprovações obtidas no presente item, foi realizada uma

hipótese adicional que explicasse a diferença entre os resultados das tensões

residuais por raios-X e os parâmetros de RMB estudados no item 4.2.3 (Resultados

de RMB x Difração de raios-X). As medições de raios-X apresentadas no

subcapítulo anterior foram realizadas em uma distância de 12 mm ao longo da pista

de usinagem, ou seja, a área iluminada pelo feixe de raios-X cobriu toda a largura da

pista de usinagem. Consequentemente interpreta-se que o resultado de tensão

residual pode ser considerado como uma média das diferentes amplitudes geradas

100

em pontos distribuídos na largura da pista de usinagem. Por outro lado as medições

de RMB são geradas em regiões menores, gerando por tanto, resultados diferentes.

101

5 CONCLUSÕES

Com base nos resultados obtidos são realizadas as seguintes conclusões:

Nos estudos preliminares e numa análise qualitativa foi evidenciada a

potencialidade do uso da técnica de medição do RMB na detecção de diferentes

níveis de tensão residual gerados por diferentes condições de corte em

processos de fresamento frontal em aço P20.

Dos parâmetros de corte analisados, encontrou-se que o parâmetro profundidade

de corte (ap) teve a maior influência nas amplitudes das tensões residuais. Uma

diminuição de ap gerou maiores tensões residuais de compressão. Por outro

lado, o parâmetro velocidade de corte não teve uma influência representativa

(estudos preliminares).

As variações de tensões residuais obtidas com o material VP100 são mais

homogêneas quando comparadas aos resultados preliminares do aço P20.

A sonda (yoke) de medição é muito sensível às variações microestruturais, sendo

assim, o operador do equipamento deve ter o máximo de cuidado para que as

pistas de usinagem fiquem alinhadas a sonda para que desta maneira, possa

garantir resultados confiáveis de medição.

Nos ensaios finais não foi possível determinar correlação estatística entre o RMB

e os resultados de microdureza. A hipótese mais provável é de que o

equipamento RMB não foi sensível as pequenas variações obtidas nos

resultados de microdureza.

Não foi possível realizar correlação estatística entre as técnicas não destrutivas

RMB e Difração de raios-X. A hipótese levantada para justificar o insucesso neste

quesito está fundamentada nas prováveis alterações de um combinado de

fatores: tensão residual, deformação plástica e microdureza. Tais alterações na

microestrutura provocam variações no RMB dificultando a interpretação de seus

resultados.

A sonda do RMB é altamente sensível as modificações superficiais do material e

comprova que os valores de tensão residual existentes ao longo da pista de

usinagem apresentam magnitudes diferentes, sendo assim, a região iluminada

pelo feixe de difração de Raio-X foi grande demais impossibilitando realizar uma

comparação correta com os resultados de RMB;

102

Sugestões de Trabalhos Futuros:

Para trabalhos futuros, sugere-se que seja realizada uma análise

microestrutural buscando avaliar a deformação plástica e o surgimento de camada

branca superficial, para que dessa forma seja possível criar uma curva de calibração

do equipamento RMB e validando o mesmo para avaliações da qualidade superficial

do material estudado.

Outra sugestão interessante seria a criação de uma máscara para que as

medições da difração de raios-X estejam direcionadas somente para uma pequena

região assim como acontece no RMB, fazendo com que dessa forma, a área

iluminada pelo feixe seja compatível com a área medida com a sonda RMB.

103

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MARCH 2010

111

APÊNDICE A

Energia do Sinal RMB – Gráficos apresentando frequências de 20Hz campo 1,3A e

frequência 40Hz campo 2.2A.

112

APÊNDICE B

Amplitude de Pico – Gráficos apresentando frequências de 20Hz campo 2,2A e

frequência 40Hz campo 1,3A.

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