Rodrigo Blödorn
EFEITO DO FRESAMENTO ORBITAL COM FRESA DE TOPO E FURAÇÃO EM CHEIO COM BROCA HELICOIDAL SOBRE OS VALORES MEDIDOS DA TENSÃO RESIDUAL PELO
“MÉTODO DO FURO CEGO”
Tese submetida ao Programa de Pós-Gra-duação em Engenharia Mecânica da Uni-versidade Federal de Santa Catarina para a obtenção do Grau de Doutor em Enge-nharia Mecânica.
Orientador: Prof. Rolf Bertrand Schroeter, Dr. Eng.
Coorientador: Prof. Armando Albertazzi Gonçalves Jr., Dr. Eng.
Florianópolis 2018
Ficha de identificação da obra elaborada pelo autor, através do Programa de Geração Automática da Biblioteca Universitária
Rodrigo Blödorn
EFEITO DO FRESAMENTO ORBITAL COM FRESA DE TOPO E FURAÇÃO EM CHEIO COM BROCA HELICOIDAL SOBRE OS VALORES MEDIDOS DA TENSÃO RESIDUAL PELO
“MÉTODO DO FURO CEGO”
Esta Tese foi julgada adequada para obtenção do Título de “Doutor em Engenharia Mecânica”, e aprovada em sua forma final pelo Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica.
Florianópolis, 17 de Dezembro de 2018.
__________________________________________ Prof. Jonny Carlos da Silva, Dr. Eng.
Coordenador do Curso
__________________________________________ Prof. Rolf Bertrand Schroeter, Dr. Eng. – Orientador
Universidade Federal de Santa Catarina (UFSC)
__________________________________________ Prof. Armando Albertazzi Gonçalves Jr., Dr. Eng. – Coorientador
Universidade Federal de Santa Catarina (UFSC) Banca Examinadora:
__________________________________________ Prof. Rolf Bertrand Schroeter, Dr. Eng. – Orientador
Universidade Federal de Santa Catarina (UFSC)
__________________________________________ Prof. Márcio Bacci da Silva, Ph.D. – Relator
__________________________________________ Prof. Walter Lindolfo Weingaertner, Dr.-Ing. Universidade Federal de Santa Catarina (UFSC)
__________________________________________ Dr. Matías Roberto Viotti, Dr. Ing.
AGRADECIMENTOS
Ao Professor Dr. Eng. Rolf Bertrand Schroeter, pela orientação, apoio, confiança, incentivo e amizade. Minha gratidão por ter trabalhado com esse exemplo de Professor desde o início da graduação.
Ao Professor Dr. Eng. Armando Albertazzi Gonçalves Júnior, pela coorientação e confiança depositada a mim neste trabalho e por sua sere-nidade, seriedade e profissionalismo, sem perder o senso de humor.
Ao Professor Dr.-Ing. Walter Lindolfo Weingaertner, coordenador do Laboratório de Mecânica de Precisão (LMP) por abrir para mim as portas do LMP e ter me oportunizado esta caminhada fantástica no mundo da usinagem.
Ao Dr. Ing. Matías Roberto Viotti por todo o auxílio durante os ensaios, pelas conversas, dicas e ensinamentos. Pela amizade e confiança construída ao longo deste trabalho.
Ao amigo Dr. Eng. Denis Boing, pelas inúmeras discussões técni-cas, e outras não muito técnitécni-cas, pela amizade e confiança construídas ao longo do tempo.
Aos colegas de UFSC e de UNIFEBE Me. Eng. Misael Dalbosco e Ma. Eng. Susan Thiessen, pelos serviços postais prestados entre Brus-que e Florianópolis, pelos desafios profissionais assumidos juntos, pelas incontáveis risadas e pela parceria construída.
Ao amigo Me. Eng. Thiago Wilvert pelas incontáveis discussões técnicas, por meio de quase todas as formas de comunicação existentes, pela amizade, confiança, seriedade e comprometimento. Sua ajuda tornou essa jornada mais branda.
Ao ex-estagiário, atualmente colega de trabalho, Luiz Carlos San-tana de Freitas pelo seu entusiasmo, dedicação, comprometimento e res-ponsabilidade. Por várias oportunidades prestou valoroso auxílio no de-senvolvimento deste trabalho. Desejo sucesso e um futuro brilhante.
Ao colega de trabalho Eng. Fábio José de Camargo e aos estagiá-rios do CTIF, em especial ao André Gonçalves e Eduardo Pessoa, pela ajuda prestada em diversos momentos.
Aos estagiários do Laboratório de Mecânica de Precisão (LMP) e do Laboratório de Metrologia e Automatização (LABMETRO), em espe-cial ao Luciano Serconek Fuso, Lucas Araújo Bonomo e Edson Belmonte Filho por sua contribuição em várias etapas deste projeto de pesquisa.
Ao Eng. Célio Noll e Elsio Varela por todo auxílio durante a reali-zação de grande parte dos ensaios de usinagem e medição de tensão resi-dual.
À amiga Rosana Magali Vieira, por todo o incentivo durante a re-alização deste trabalho.
Ao Centro Universitário de Brusque (UNIFEBE) pela infraestru-tura disponibilizada no Centro de Tecnologia e Inovação em Fabricação (CTIF) para a realização de todos os ensaios de usinagem e avaliações no microscópio ALICONA. Também por poder fazer parte deste time desde 2016.
À Universidade Federal de Santa Catarina, em especial ao Pro-grama de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica, pela oportunidade concedida.
Ao Laboratório de Metrologia e Automatização (LABMETRO), Laboratório de Mecânica de Precisão (LMP), Laboratório de Usinagem e Comando Numérico (USICON), Laboratório de Conformação Mecânica (LABCONF), Laboratório de Materiais (LABMAT), Núcleo de Pesquisa em Materiais Cerâmicos e Compósitos (CERMAT) e Laboratório de Ca-racterização Microestrutural (LCM) por disponibilizarem a infraestrutura e darem suporte necessário para a realização deste trabalho.
Ao Me. Eng. Sérgio dos Anjos por seu auxílio nas medições de nanodureza realizadas no Laboratório de Metalurgia Física (LABMET) Universidade Estadual de Campinas (UNICAMP).
Ao PRH-034 e à PETROBRAS, pelo apoio financeiro através da concessão de bolsa de estudos e taxa de bancada.
Aos meus pais, Gustavo e Eliane, pela educação, caráter e amor incondicional, meus sinceros agradecimentos. À minha irmã, Manuela e meu cunhado Cristian, por todo amor e carinho.
A todos que de alguma forma ajudaram, direta ou indiretamente, meu muito obrigado.
Es ist nicht genug zu wissen - man muss auch anwenden. Es ist nicht genug zu
wollen - man muss auch tun. (Johann Wolfgang von Goethe)
RESUMO
O Método do Furo Cego para medição de tensão residual faz uso, tradici-onalmente, de uma fresa odontológica e uma turbina pneumática de altís-sima rotação para a usinagem em cheio de um furo cego no material a ser analisado. Baseia-se na medição das deformações na superfície adjacente ao furo cego como consequência do alívio de tensões decorrente da cria-ção de uma nova superfície. Essas deformações, o conhecimento da geo-metria do furo e mais algumas propriedades do material dão condições ao cálculo das tensões presentes no local sob análise. No entanto, a técnica de medição apresenta forte influência de fatores externos, como a geome-tria do furo cego e os danos causados pelo processo de usinagem à parede do furo cego. Tem-se ainda uma perda considerável de sensibilidade às deformações que afloram na superfície do material à medida que se au-menta a profundidade do furo cego, mantendo-se o mesmo diâmetro. Neste contexto, o objetivo principal deste trabalho é avaliar algumas téc-nicas tradicionais de execução do furo cego, como a furação em cheio com fresa odontológica acionada por uma turbina pneumática a 220 000 rpm e a furação em cheio executada por uma fresa de topo reto acionada por electrospindle, em rotações entre 25 000 e 40 000 rpm. Adi-cionalmente, propõe-se a usinagem do furo cego por fresamento orbital com fresa de topo reto para produção de um furo cego de forma incre-mental, onde o diâmetro e a profundidade do furo cego crescem conco-mitantemente, mantendo a razão máxima z/D0 < 0,250 – onde z é a pro-fundidade e D0 é o diâmetro do furo. Também foi avaliado o uso de brocas helicoidais, com ângulo de ponta 118º e 150º, que são ferramentas espe-cíficas para furação em cheio, com ótimo custo-benefício e facilidade de uso na execução do furo cego. Três estratégias de medição de tensão re-sidual, distintas à indicada pela norma ASTM E 837-13a (2013) são pro-postas: o Fresamento Incremental Orbital (FIO) e a Furação Incremental com Broca (FIB118º e FIB150º). Testes de usinagem e medição de tensão residual foram realizadas em um centro de usinagem Romi D600 em cor-pos de prova de aço ABNT 1020, aço AISI 304L e da liga de alumínio AA 6061. Para a medição das deformações avaliou-se o emprego de um interferômetro óptico já desenvolvido anteriormente. Os coeficientes de calibração para as novas geometrias de furo cego, inéditas para o MFC, foram determinados numericamente em simulações de elementos finitos no software ANSYS® e validados experimentalmente numa bancada que induz uma tensão de flexão conhecida ao corpo de prova e em um corpo de prova jateado, ambos de aço ABNT 1020. Foi observado que a
estra-tégia FIO apresenta grandes vantagens frente às outras técnicas de usina-gem estudas, sendo a geometria do furo cego alcançada e repetida facil-mente, apresentando os menores desvios dimensionais e geométricos. Os efeitos térmicos e mecânicos do processo de usinagem do furo cego são minimizados, comparado com o observado na usinagem com a turbina pneumática, electrospindle e com as brocas helicoidais, especificamente no aço AISI 304L. A utilização das brocas helicoidais no MFC ainda de-manda de maiores estudos, visto que a geometria dos furos cegos produ-zida por essas ferramentas apresenta consideráveis diferenças com rela-ção à geometria ideal, introduzindo erros ao processo de medirela-ção da ten-são residual. As limitações técnicas de aplicação do interferômetro influ-enciaram na obtenção da tensão residual nos corpos de prova, entretanto, a partir das deformações medidas observa-se que a estratégia FIO apre-senta robustez e confiabilidade superior às demais estratégias de medição avaliadas.
Palavras-chave: Medição de tensão residual. Método do Furo Cego. Fre-samento orbital. Fresa de topo reto. Furação com broca helicoidal.
ABSTRACT
The Hole-Drilling Method for residual stress measurement traditionally makes use of a dental milling cutter and a high-speed pneumatic turbine for full machining of a blind hole in the material to be analyzed. It measures the deformations on the surface adjacent to the blind hole as a consequence of a new surface created by the hole geometry. These defor-mations, the hole geometry and some other material properties allow the calculation of the stresses in the region under analysis. However, the measurement technique is strongly influenced by external factors such as the blind hole geometry and the damage caused by the machining process to the blind hole wall. There is still a considerable loss of sensitivity to deformations on the surface of the material as the depth of the blind hole is increased while maintaining the same diameter. In this context, the main objective of this work is to evaluate some traditional blind hole ex-ecution techniques, such as full drilling with dental end mill driven by a pneumatic turbine at 220 000 rpm and full drilling executed with a flat end mill driven by electrospindle, in rotations between 25 000 and 40 000 rpm. Additionally, it is proposed machining the blind hole with an orbital milling process with a flat end mill to produce a blind hole incre-mentally, where the diameter and depth of the blind hole increase con-comitantly, maintaining the maximum ratio z/D0 < 0.250 – where z is the depth and D0 is the hole diameter. It was also evaluated the use of twist drills with a point angle of 118° and 150°, which are specific tools for full drilling, with great cost-benefit and widely employed in the execution of the blind hole. Three strategies for residual stress measurements, different from that indicated by ASTM E 837-13a (2013), are proposed: Incremen-tal OrbiIncremen-tal Milling (FIO) and the IncremenIncremen-tal Drilling with two Twist Drills (FIB118º e FIB150º). Machining tests and residual stress measure-ments were performed in a Romi D600 machining center in the following materials: ABNT 1020 steel, AISI 304L steel and AA 6061 aluminum. For the deformation measurements, the use of an optical interferometer previously developed was evaluated. The calibration coefficients for the new blind hole geometries, essential for the HDM, were numerically de-termined via finite element simulations in the ANSYS® software and ex-perimentally validated on a test bench that induces a known bending stress to the specimen and also in shot peened specimens, both in ABNT 1020. It was observed that the FIO strategy has presented great advantages over the other machining studied techniques, with the blind hole geometry be-ing easily reached and repeated, presentbe-ing the smallest dimensional and geometric deviations. The thermal and mechanical effects induced by the
machining process were minimized, compared to the machining with the pneumatic turbine, electrospindle, and helical drills, specifically in the AISI 304L steel alloy. The use of twist drills in the HDM still demands further studies, since the geometry of blind holes produced by these tools presents considerable differences with respect to the ideal geometry, in-troducing errors to the process of measuring the residual stress. The tech-nical limitations of the interferometer influenced the residual stress meas-urements, however, from the measured deformations, it is observed that the FIO strategy presented robustness and reliability superior to the other evaluated measurement strategies.
Keywords: Residual stress measurement. Hole-Drilling Method. Orbital milling. Flat end mill. Drilling with twist drills.
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS
AA Aluminum Association
ABNT Associação Brasileira de Normas Técnicas AISI American Iron and Steel Society
ALICONA Microscópio de variação de foco ALICONA
apud Citado em, conforme ou segundo
ASTM American Society for Testing Material
BU Base Universal
CBN Nitreto cúbico de boro policristalino
CERMAT Núcleo de Pesquisas em Materiais Cerâmicos e Compósitos
CTIF Centro de Tecnologia e Inovação em Fabricação CTT Com tratamento térmico
CNC Comando Numérico Computadorizado
CVD Chemical Vapour Deposition
DIN Deutsches Institut für Normung
ECM Electrochemical Machining
EDM Electrical Discharge Machining
ESPI Electronic Speckle Pattern Interferometery
FDM Fused Deposition Modeling
FEM Finite Element Modelling
FIB Furação Incremental com Broca
FIO Fresamento Incremental Orbital
et al. Mais de dois autores
HE Holografia Eletrônica
HRC Dureza Rockwell C
HV Dureza Vickers
JIS Japanese Industrial Standard
LABMAT Laboratório de Materiais
LABMET Laboratório de Metalurgia Física LABCONF Laboratório de Conformação Mecânica LABMETRO Laboratório de Metrologia e Automatização LCM Laboratório de Caracterização Microestrutural LMP Laboratório de Mecânica de Precisão
MEL Modulador Espacial de Luz
MEV Microscópio Eletrônico de Varredura
MF Módulo de Furação
MFC Método do Furo Cego
MM Módulo de Medição
PLA Ácido polilático
POLAR Interferômetro Óptico a Laser
PVD Physical Vapor Deposition
STT Sem tratamento térmico TiC Carboneto de titânio TiNAl Nitreto de titânio e alumínio TiN Nitreto de titânio
TiSiN Nitreto de titânio e silício
TR Tensão Residual
TT Tratamento térmico
UFSC Universidade Federal de Santa Catarina UNICAMP Universidade Estadual de Campinas UNIFEBE Centro Universitário de Brusque
USICON Laboratório de Usinagem e Comando Numérico WC-Co Carboneto de tungstênio e cobalto
3D Três dimensões
LISTA DE SÍMBOLOS Letras maiúsculas
D [mm] Diâmetro médio da roseta extensométrica D0 [mm] Diâmetro do furo cego
Df [mm] Diâmetro do furo
Dh [mm] Diâmetro da trajetória helicoidal E [GPa] Módulo de elasticidade
F [N] Carregamento externo F
GL [mm] Comprimento do extensômetro GW [mm] Largura do extensômetro
P [MPa] Tensão combinada P
Q [MPa] Tensão combinada Q
R1 [mm] Raio inicial de medição Raio interno da roseta R2 [mm] Raio final de medição Raio externo da roseta
Ra [µm]
Desvio aritmético médio da rugosidade no comprimento de avaliação
Rs1 [mm] Raio inicial de medição da norma Rs2 [mm] Raio final de medição da norma
T [-] Tensão combinada T Letras minúsculas 𝒂̅ [-] Coeficiente de calibração ap [mm] Profundidade de corte 𝒃̅ [-] Coeficiente de calibração coeft [-]
Coeficiente de calibração tabelado para um diâmetro de furo cego tabelado
d [mm] Diâmetro da ferramenta
dt [mm] Diâmetro tabelado do furo cego
df [mm] Diâmetro do furo cego da medição
e [mm] Excentricidade da ferramenta
fz [mm/gume] Avanço por gume
h [mm] Espessura de usinagem
hm [mm] Espessura mínima de usinagem
i [-] Incremento de medição
p [µm/m] Deformação combinada p
q [µm/m] Deformação combinada q
r [mm] Raio da ferramenta
ra [mm] Raio do furo cego, medido na superfície rm [mm] Raio médio da roseta extensométrica
rε [mm] Raio de quina da ferramenta
t [µm/m] Deformação combinada t
vc [m/min] Velocidade de corte
ve [mm/min] Velocidade efetiva
vf [mm/min] Velocidade de avanço
z [μm] Profundidade a partir da superfície z [-] Eixo “z” – Sistema de Coordenadas
Carte-sianas
x [-] Eixo “x” – Sistema de Coordenadas Carte-sianas
z [-] Eixo “z” – Sistema de Coordenadas Carte-sianas
Letras gregas
α [°] Ângulo de incidência da ferramenta β [°] Ângulo de orientação da tensão máxima
Ângulo de cunha da ferramenta γ [°] Ângulo de saída da ferramenta ε1 [µm/m] Deformação do extensômetro 1 ε2 [µm/m] Deformação do extensômetro 2 ε3 [µm/m] Deformação do extensômetro 3 εx [µm/m] Deformação na direção x εy [µm/m] Deformação na direção y
𝜽 [°] Ângulo do extensômetro em relação ao eixo x
φ [°] Ângulo de hélice da ferramenta
ν [-] Coeficiente de Poisson
ρ [µm] Raio de gume da ferramenta σ [°] Ângulo de ponta da ferramenta
σE [MPa] Tensão de escoamento
σx [MPa] Tensão residual na direção x
σy [MPa] Tensão residual na direção y
SUMÁRIO 1 INTRODUÇÃO ... 23 1.1 Objetivos ... 28 1.2 Estrutura do trabalho ... 29 2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ... 31 2.1 Tensões residuais ... 31
2.2 Método do Furo Cego ... 34
2.3 Método de cálculo de tensões residuais ... 38
2.4 Sensibilidade do Método do Furo Cego ... 40
2.5 Técnicas de usinagem do furo cego aplicadas no Método do Furo Cego ... 41
2.5.1 Método do “furo dentro do furo” (hole-within-a-hole)... 43
2.5.2 Furo Inclinado (ou Furo Cônico Invertido) ... 44
2.5.3 Usinagem eletroquímica ... 46
2.5.4 Usinagem por descarga elétrica ... 47
2.5.5 Usinagem por jato abrasivo ... 50
2.5.6 Usinagem a laser... 50
2.6 Fresamento orbital do furo cego para o MFC ... 54
2.7 Considerações básicas sobre o processo de usinagem com ferramentas de geometria definida ... 58
2.7.1 Considerações básicas sobre a usinagem de furos cegos por fresamento orbital ou fresamento helicoidal ... 66
2.8 Erros e Incertezas do Método do Furo Cego ... 70
3 ESTRATÉGIAS DE USINAGEM E MEDIÇÃO DE TENSÃO RESIDUAL ... 75
3.1 Fresamento Incremental Orbital (FIO) ... 75
3.2 Furação Incremental com Broca (FIB) ... 77
4 ENSAIOS PRELIMINARES DE USINAGEM ... 81
4.1 Materiais de ensaio ... 81
4.2 Ferramentas de corte ... 81
4.3 Máquina-ferramenta ... 82
4.4 Interferômetro óptico – POLAR ... 82
4.5 Planejamento dos ensaios preliminares de usinagem ... 84
4.5.1 Fresamento orbital ... 86
4.5.2 Furação com broca helicoidal... 89
4.6 Avaliação dos furos cegos ... 90
4.7 Avaliação das ferramentas de corte ... 91
4.8 Avaliação dos cavacos ... 91
5 COEFICIENTES DE CALIBRAÇÃO PARA O MÉTODO DO FURO CEGO ... 93
6 ÁREA DE MEDIÇÃO DA ROSETA ÓPTICA ... 103
7 MEDIÇÃO DE TENSÃO RESIDUAL ... 107
7.1 Corpo de prova 1: chapa plana para ensaio de flexão ... 107
7.2 Corpo de prova 2: chapa plana com jateamento ... 110
8 RESULTADOS E DISCUSSÕES ... 113
8.1 Avaliação da geometria dos furos cegos ... 113
8.2 Avaliação do desgaste das ferramentas de corte ... 125
8.3 Avaliação da microestrutura na seção transversal dos furos cegos 135 8.4 Avaliação da dureza na borda do furo cego ... 139
8.5 Avaliação dos cavacos ... 143
8.6 Avaliação das deformações medidas pelo interferômetro no entorno do furo cego ... 149
8.7 Avaliação do efeito dos coeficientes de calibração sobre a tensão residual medida ... 156
8.8 Estudo de Caso 1: medição de tensão residual em uma placa sob flexão ... 158
8.9 Estudo de Caso 2: medição de tensão residual em uma chapa plana com jateamento ... 165
9 CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ... 169
9.1 Conclusões ... 169
9.2 Sugestões para trabalhos futuros... 173
REFERÊNCIAS ... 175
APÊNDICE A – GEOMETRIA DAS FERRAMENTAS DE CORTE ... 185
APÊNDICE B – GEOMETRIA DOS FUROS CEGOS ... 188
APÊNDICE C – MEDIÇÃO DO DESGASTE DAS FERRAMENTAS ... 192
APÊNDICE D – ANÁLISE METALOGRÁFICA DOS FUROS CEGOS ... 193
APÊNDICE E – MEDIÇÕES DE NANODUREZA NAS BORDAS DOS FUROS CEGOS ... 196
APÊNDICE F – ANÁLISE DOS CAVACOS ... 198
APÊNDICE G - COEFICIENTES DE CALIBRAÇÃO ... 199
APÊNDICE H – CORPOS DE PROVA PARA MEDIÇÃO DE TENSÃO RESIDUAL ... 201
APÊNDICE I – MEDIÇÃO DE TENSÃO RESIDUAL ... 207
APÊNDICE J – IMAGENS DOS FUROS CEGOS... 212
APÊNDICE K – DESGASTE DAS FERRAMENTAS ... 221
APÊNDICE M – IMAGENS DAS METALOGRAFIAS ... 228
APÊNDICE N – BASE UNIVERSAL ... 234
APÊNDICE O – CORPO DE PROVA DE FLEXÃO ... 235
APÊNDICE P – BASE DE FLEXÃO ... 236
ANEXO A – MATERIAIS DE ENSAIO ... 237
ANEXO B – FERRAMENTAS DE CORTE ... 238
ANEXO C – CERTIFICADO DE ALÍVIO DE TENSÕES RESIDUAIS – AÇO ABNT 1020 ... 240
ANEXO D – CERTIFICADO DE ALÍVIO DE TENSÕES RESIDUAIS – AÇO INOXIDÁVEL AISI 304L ... 241
ANEXO E – CERTIFICADO DE ALÍVIO DE TENSÕES RESIDUAIS – LIGA DE ALUMÍNIO AA 6061 ... 242
1 INTRODUÇÃO
Estruturas mecânicas podem conter tensões residuais, que têm como característica estar em um material na ausência de carregamentos externos. Estas podem ter sua origem no processo de fabricação, na mon-tagem ou outras fontes. Assim, quando surgem as solicitações de trabalho, somam-se com as tensões residuais presentes no material. Normalmente, preferem-se tensões compressivas a tensões trativas (Schajer e Whi-tehead, 2018). Neste contexto, um método de medição de tensões residu-ais confiável, de fácil operação e execução, bem como de baixo custo torna-se indispensável para aplicação industrial como, por exemplo, no setor de transporte de petróleo, gás e derivados.
Para avaliação do estado de tensão de dutos enterrados, por exem-plo, a PETROBRAS faz uso da técnica experimental de medição de ten-são residual conhecida como Método do Furo Cego (MFC). O equipa-mento utilizado vem sendo desenvolvido em parceria com o Laboratório de Metrologia e Automatização (LABMETRO) da UFSC há quase duas décadas. O surgimento do MFC é creditado ao trabalho precursor empre-endido por Josef Mathar na década de 1930 em Aachen, na Alemanha. Consiste, basicamente, na execução de um furo passante, ou um furo cego, no material do qual se deseja conhecer o estado de tensão. Em se-guida, mede-se a deformação na superfície adjacente ao furo, com exten-sômetros (strain gauges), resultante das tensões perpendiculares à nova superfície criada com a execução do furo. A partir de algumas proprieda-des do material em análise, e o conhecimento da geometria do furo, cal-culam-se as tensões cartesianas e a direção da tensão principal. Atual-mente, utilizam-se rosetas extensométricas para medição das deforma-ções, resultado do trabalho empreendido por Rendler e Vigness (1966). Nas últimas décadas aperfeiçoamentos foram realizados na tecno-logia de medição das deformações visando-se aumentar a qualidade e quantidade de dados obtidos durante a medição (Schajer, 2010a). Técni-cas óptiTécni-cas de medição das deformações foram incorporadas ao MFC, como por exemplo Moiré, Holografia Eletrônica (Electronic Speckle
Pat-tern Interferometry – ESPI) e Correlação Digital de Imagem (Digital Image Correlation – DIC), que fornecem várias centenas de milhares de
fontes de dados de alta qualidade. O MFC tornou-se tão importante que é normalizado pela ASTM E 837.13a (2013).
Grandes avanços também foram alcançados no campo da usina-gem do furo cego. Inicialmente, Josef Mathar sugeria baixas velocidades de rotação da ferramenta de corte para a usinagem do furo. Flaman (1982)
investigou o emprego de baixas (< 1 000 rpm) ou altas (~400 000 rpm) velocidades de rotação na usinagem de furos cegos no trabalho “Brief
In-vestigation of Induced Drilling Stresses in the Center-hole Method of Re-sidual Stress Measurement”. Suas observações apontam pela preferência
do uso de altas velocidades de rotação, sugerindo que os danos introduzi-dos ao material são inferiores aos causaintroduzi-dos pela baixa rotação da fresa. Este trabalho popularizou o uso de turbinas pneumáticas e fresas de uso odontológico (conhecidas popularmente como “brocas de dentista”). Tor-nou-se tão relevante que a norma ASTM E 837 baseia-se neste trabalho para sugerir os parâmetros de usinagem do furo cego. Em 2008 citava: “Several drilling techniques have been investigated and reported to be
suitable for the hole drilling method. The most common drilling technique suitable for all but the hardest materials involves the use of carbide burs or end mills driven by a high-speed air turbine or electric motor rotating at 50 000 to 400 000 rpm. Low-speed drilling using a drill-press or power hand-drill is discouraged because the technique has the tendency to cre-ate machining-induced residual stresses at the hole boundary”.
Entre-tanto, em 2013 reduziu-se a velocidade de rotação mínima para 20 000 rpm. Observa-se que existe uma larga faixa disponível de veloci-dades de rotação possíveis de utilização. Entretanto, não há na norma uma relação com o diâmetro da ferramenta, ou seja, uma indicação da veloci-dade de corte adequada. Tampouco uma sugestão da velociveloci-dade de avanço a ser empregada. Também não são encontradas referências com relação a níveis aceitáveis de desgaste para a ferramenta de corte. Ou seja, observa-se que ainda muito tem-se a avançar no campo da usinagem do furo cego.
Anos depois, Flaman e Hering (1986) propuseram a combinação do fresamento orbital com a altíssima rotação da fresa para a inspeção de materiais de baixa ou elevada dureza. Alguns trabalhos sugerem o uso de outras técnicas de usinagem para a execução do furo, como a remoção por descarga elétrica (Electrical Discharge Machining – EDM) proposta por Lee et al. (2004), Lee e Liu (2013) e Hochen e Tsai (2013); a remoção eletroquímica (Electrochemical Machining – ECM) proposta por Justus (2009) ou por laser, como sugerido por Pedrini et al. (2016). Estes traba-lhos citam, principalmente, a dificuldade de obtenção de uma geometria adequada do furo cego.
Na medição de tensão residual pelo MFC pode-se executar o furo cego em um único passo ou em vários passos de mesma profundidade, onde busca-se avaliar o perfil de tensão residual abaixo da superfície. No entanto, mantém-se o diâmetro do furo cego constante, aumentando-se somente a profundidade de inspeção. A norma ASTM E 837.13a (2013)
recomenda que, para as rosetas do tipo A e B, a profundidade final de medição não deva ultrapassar o valor de 0,2xD e, para a roseta do tipo C, 0,24xD – onde D é o diâmetro médio da roseta. Por exemplo, utilizando-se uma routilizando-seta do tipo A e um furo cego de diâmetro 1,6 mm, não utilizando-se de-veria ultrapassar a profundidade de 1,026 mm. Observa-se que, à medida que a profundidade do furo cego aumenta, o alívio de tensão ao redor do volume de material removido torna-se cada vez menos sensível na super-fície, onde as deformações são medidas. Assim, por exemplo, visando compensar esse efeito, Tootoonian e Schajer (1995) desenvolveram o mé-todo do “furo cego cônico e invertido”, no qual um furo cego é usinado por uma fresa cônica, de topo reto, com um movimento orbital. Tem-se então um furo cego com diâmetro superior menor que no fundo. O obje-tivo principal é promover um aumento considerável na sensibilidade da borda do furo cego à tensão presente no material. Outra estratégia de usi-nagem do furo cego foi proposta por Makino et al. (2011) com o “furo dentro do furo”. Em resumo, estes propuseram a usinagem de um furo cego menor com uma determinada profundidade, na sequência um furo de diâmetro maior para criação de uma nova superfície de referência, so-bre a qual novamente se fazia um furo de diâmetro nas mesmas condições que o primeiro e assim sucessivamente. Deste modo, conseguia-se atingir profundidades de medição muito maiores, com a mesma sensibilidade em cada furo de diâmetro menor.
No contexto apresentado, uma grande quantidade de estudos de-senvolvidos recentemente no âmbito da usinagem do furo cego revela que tal área encontra-se em evidência entre os pesquisadores do MFC. Instiga assim buscas relativas à determinação de parâmetros de corte adequados à produção dos furos (Nau e Scholtes, 2013; Steinzig et al., 2014; Blödorn
et al., 2015), com vistas a reduzir os efeitos térmicos e mecânicos
indese-jáveis para o método, entretanto, inerentes a qualquer processo de usina-gem. Técnicas de produção de um furo cego pelo movimento orbital com-binado com o movimento na direção axial da ferramenta de corte (neste caso uma fresa de topo reto) têm se mostrado promissoras e capazes de proporcionar uma variabilidade e flexibilidade maior ao MFC (Schajer, 2010b). No entanto, cita-se que as principais fontes de erros no MFC con-centram-se na determinação e reprodução confiável da geometria do furo cego (Schajer, 1991; Vangi, 1994; Schajer e Altus, 1996; Zuccarello, 1999; Kim et al., 2001; Scafidi et al., 2008; Scafidi et al., 2011; Blödorn
et al., 2017; Peral et al., 2017a; Peral et al., 2017b), seguido da leitura das
deformações.
Ao longo dos últimos seis anos, ou seja, entre 2012 e 2018, várias pesquisas acerca do processo de usinagem do furo cego especificamente
empregado no MFC para medição de tensão residual foram realizadas conjuntamente pelo Laboratório de Metrologia e Automatização (LAB-METRO) e o Laboratório de Mecânica de Precisão (LMP). Neste con-texto, este trabalho visa avaliar técnicas consagradas de execução do furo cego para a medição de tensão residual para o MFC. A primeira segue a exata recomendação da norma ASTME837.13a (2013), onde usa-se uma turbina pneumática de altíssima rotação, aproximadamente 220 000 rpm, para acionamento de uma fresa odontológica de metal-duro, de seis gu-mes e sem revestimento, penetrando em cheio no material a 0,10 mm/min ou 0,20 mm/min. Este processo de usinagem foi estudado na dissertação de mestrado desenvolvida por Blödorn (2014). A outra técnica de usina-gem foi estudada por Tamura (2016), na qual propôs-se utilizar uma fresa de topo reto, de metal-duro, revestida por TiNAl de dois e quatro gumes, penetrando em cheio no material sendo acionada por um electrospindle. Neste trabalho foram avaliadas duas rotações da ferramenta, 25 000 e 40 000 rpm, e duas velocidades de avanço, 10 e 20 mm/min. Outra suges-tão do trabalho de Blödorn (2014) foi o emprego de brocas helicoidais para a usinagem do furo cego, visto que esta é uma ferramenta específica para a produção de furos. Assim, Wilvert (2018) estudou uma nova geo-metria de furo cego a ser utilizada no MFC. Com a utilização de brocas helicoidais, de ângulo de ponta 118º e 150º, avaliou o furo cego produzido por estas ferramentas na medição de tensão residual pelo MFC.
Nesta tese foram propostas e avaliadas três novas estratégias de usinagem do furo cego para a medição de tensão residual pelo MFC. O emprego do fresamento orbital com fresa de topo reto e a furação em cheio com duas brocas helicoidais com variação no ângulo de ponta. As-sim, três estratégias de medição inéditas serão propostas para implemen-tação no MFC. A primeira é o Fresamento Orbital Incremental (FIO), onde o diâmetro do furo cego aumenta juntamente com a profundidade de inspeção, mantendo-se sempre a relação entre profundidade e diâmetro do furo cego menor do que 0,250. A segunda estratégia é a Furação In-cremental com Broca de ângulo de ponta 118º (FIB118º), na qual faz-se uso de uma broca helicoidal com um ângulo de ponta bem agudo resul-tando em uma geometria da seção transversal do furo cego cônica. E, por último, a Furação Incremental com Broca de ângulo de ponta 150º (FIB150º). Nesta tem-se a formação de uma geometria mista, visto que em função do ângulo de ponta maior, o fundo do furo cego é cônico e a borda superior é cilíndrica. Foram realizados ensaios de fresamento orbi-tal com fresas de topo reto de meorbi-tal-duro, revestidas de TiSiN, e de fura-ção com brocas helicoidais de ângulo de ponta 118º e 150º, de metal-duro e revestidas por TiN em três ligas de materiais frequentemente utilizados
pelos pesquisadores do MFC, quais sejam, aço ABNT 1020, aço inoxidá-vel AISI 304L e alumínio AA 6061. Os coeficientes de calibração para a geometria dos furos cegos produzidos pelas ferramentas de corte foram determinados numericamente por meio de simulações em elementos fini-tos no software ANSYS®. Tais coeficientes e as estratégias de medição foram validados experimentalmente numa bancada que induz uma tensão de flexão conhecida no material (tensão trativa) e em uma chapa plana com jateamento (tensão compressiva).
Como aspectos inovadores deste trabalho de doutorado cita-se a flexibilidade para a medição de tensão residual na superfície ou em pro-fundidades maiores que a técnica proposta de fresamento orbital propor-ciona ao MFC, com boas relações de sensibilidade; a grande variedade de materiais que tornam-se possíveis de serem inspecionados, materiais de difícil usinabilidade; a redução do desgaste da ferramenta e dos efeitos térmicos e mecânicos introduzidos durante a usinagem à borda do furo cego e, por fim, a redução das incertezas do processo de medição. Ainda, tem-se a utilização de novas geometrias de furo cego, produzidas por bro-cas helicoidais.
Este trabalho foi desenvolvido com suporte financeiro do Pro-grama de Recursos Humanos da ANP (PRH-034) por meio de concessão de bolsa de estudo e taxa de bancada para aquisição de materiais de con-sumo e de capital. Paralelamente, este trabalho esteve vinculado ao pro-jeto de pesquisa “Técnicas especiais para medição de tensões residuais com foco na indústria do Petróleo e Gás – T3” financiado pela PETRO-BRAS e desenvolvido no Laboratório de Metrologia e Automatização (LABMETRO) em parceria com o Laboratório de Mecânica de Precisão (LMP), ambos da Universidade Federal de Santa Catarina (UFSC). En-tretanto, os ensaios de usinagem foram realizados no Centro de Tecnolo-gia e Inovação em Fabricação (CTIF) do Centro Universitário de Brusque (UNIFEBE). Também foi utilizada a infraestrutura de outros laboratórios da UFSC, como o Laboratório de Usinagem e Comando Numérico (USI-CON), Laboratório de Conformação Mecânica (LABCONF), Laboratório de Materiais (LABMAT), Núcleo de Pesquisa em Materiais Cerâmicos e Compósitos (CERMAT) e Laboratório de Caracterização Microestrutural (LCM). Ainda, a infraestrutura do Laboratório de Metalurgia Física (LA-BMET/UNICAMP) foi utilizada.
Esta tese também contou com o suporte de duas dissertações de mestrado elaboradas por Tamura (2016) e Wilvert (2018), propostas como sugestões de trabalhos futuros por Blödorn (2014).
Este trabalho visa avançar na fronteira do conhecimento, principal-mente na investigação de diferentes técnicas de usinagem do furo cego
para a medição de tensão residual pelo MFC, como o fresamento orbital com fresa de topo reto e furação em cheio com broca helicoidal. Assim, este trabalho possui os seguintes objetivos:
1.1 Objetivos
O objetivo principal deste trabalho é propor e avaliar três novas estratégias de medição de tensão residual utilizando-se um interferômetro óptico para medição das deformações no entorno do furo cego, conferindo ao MFC flexibilidade para avaliação de tensão próximo à superfície ou em profundidades maiores do material. Para tal fim, os seguintes objeti-vos específicos foram estabelecidos:
• Determinar parâmetros de usinagem adequados às novas estraté-gias de medição, induzindo o mínimo de dano ao material analisado du-rante a execução do furo cego;
• Avaliar a capacidade da técnica de usinagem na reprodução da geometria do furo cego;
• Avaliar a morfologia dos cavacos durante a usinagem dos furos cegos;
• Avaliar os danos introduzidos à borda do furo cego em conse-quência do processo de usinagem do furo cego por meio de análises me-talográficas e medição de nanodureza na seção transversal;
• Desenvolver um procedimento de medição de tensão residual por meio do fresamento orbital e validá-lo em corpos de prova submetidos a um esforço de tração e de compressão;
• Desenvolver um procedimento de medição de tensão residual por meio do uso de brocas helicoidais e validá-lo em corpos de prova subme-tidos a um esforço de tração e de compressão;
• Determinar os respectivos coeficientes de calibração para a geo-metria de furo cego produzida;
• Avaliar a geometria de broca mais adequada para a medição de tensão residual pelo Método do Furo Cego;
• Comparar as diferentes técnicas de execução do furo para a me-dição de tensão residual estudadas por Blödorn (2014) e Tamura (2016) com as propostas neste trabalho;
• Avaliar a utilização do interferômetro óptico disponível com as novas estratégias de medição de tensão residual.
1.2 Estrutura do trabalho
Este trabalho está divido em 9 capítulos com o objetivo de favore-cer o entendimento do conteúdo exposto, abrangendo:
Capítulo 1 – INTRODUÇÃO: Contextualização do problema ex-posto, descrição da motivação do trabalho, do objetivo e dos objetivos específicos. Apresenta a estrutura da tese.
Capítulo 2 – REVISÃO BIBLIOGRÁFICA: Uma fundamenta-ção teórica é apresentada sobre tensões residuais, suas origens e métodos de medição. Dá-se ênfase especificamente ao Método do Furo Cego para medição de tensões residuais, apresentando suas vantagens frente a outros métodos, características principais, desvantagens técnicas e algumas oportunidades de trabalho visando a melhoria da técnica. Abordam-se ainda conceitos pertinentes de usinagem.
Capítulo 3 – ESTRATÉGIAS DE USINAGEM E MEDIÇÃO DE TENSÃO RESIDUAL: Neste capítulo são apresentadas as novas es-tratégias de usinagem do furo cego para serem empregadas no Método do Furo Cego para medição de tensão residual.
Capítulo 4 – ENSAIOS PRELIMINARES DE USINAGEM: O capítulo apresenta os materiais, ferramentas e equipamentos que foram utilizados no estudo. O planejamento experimental dos ensaios prelimi-nares de usinagem é apresentado. Por fim, é apresentada a metodologia de avaliação dos furos cegos e das ferramentas de usinagem.
Capítulo 5 – COEFICIENTES DE CALIBRAÇÃO PARA O MÉTODO DO FURO CEGO: Neste capítulo é apresentada a metodo-logia de determinação dos coeficientes de calibração para as novas geo-metrias de furo cego propostas na tese.
Capítulo 6 – ÁREA DE MEDIÇÃO DA ROSETA ÓPTICA: O capítulo apresenta as limitações técnicas da roseta óptica empregada para a medição das deformações ao redor dos furos cegos produzidos pelas novas estratégias de medição de tensão residual.
Capítulo 7 – MEDIÇÃO DE TENSÃO RESIDUAL: Apresenta o procedimento experimental de avaliação da tensão residual para valida-ção das estratégias de medivalida-ção de tensão residual desta tese.
Capítulo 8 – RESULTADOS E DISCUSSÕES: O capítulo apre-senta e discute os resultados obtidos na medição de tensão residual pelas estratégias de medição propostas, comparando-as com outras técnicas do Método do Furo Cego.
Capítulo 9 – CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA TRABA-LHOS FUTUROS: Apresenta as conclusões da tese, assim como algu-mas recomendações para trabalhos futuros.
REFERÊNCIAS: Apresenta as referências mais relevantes sobre o tema de estudo que foram fundamentais para o desenvolvimento da tese. APÊNDICES: Os apêndices foram elaborados para complementar e aprofundar o entendimento no tema estudado.
ANEXOS: Apresentam os dados técnicos de fabricação das ferra-mentas de corte e os relatórios do tratamento térmico dos materiais usados na tese.
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
Neste capítulo serão descritas as principais técnicas de fabricação de furos cegos para medição de tensão residual pelo Método do Furo
Cego. Aspectos correlatos serão apresentados para complementar a
com-preensão sobre os fatores que influenciam na fabricação do furo cego e sua aplicação na medição de tensões residuais.
2.1 Tensões residuais
Tensões residuais estão presentes em componentes mecânicos não expostos a solicitações externas, casos em que se apresentam em estado de equilíbrio. Ao serem combinadas com tensões decorrentes de carrega-mentos aplicados podem perigosamente elevar o nível de solicitação do material. A Figura 2.1 ilustra, esquematicamente, como tensões residuais podem existir sem uma carga externa ao longo da espessura de uma folha de vidro temperado. As tensões de tração no centro encontram-se em equilíbrio com as tensões de compressão nas proximidades da superfície (Schajer, 2013).
Figura 2.1 – Diagrama da seção transversal de uma chapa de vidro temperado ilustrando tensões residuais ausentes de carregamentos externos (Schajer, 2013).
O conhecimento do estado de tensão residual, a magnitude e o sinal de um material é extremamente importante, sobretudo com relação à se-gurança e prevenção de falhas. Qualquer equipamento mecânico pode se danificar e ter sua função comprometida quando a composição das ten-sões residuais e as de operação ultrapassar o limite de escoamento do ma-terial.
As discordâncias são as principais causas de tensões residuais. Es-tas podem surgir na rede cristalina dos materiais de forma macroscópica, microscópica e submicroscópica (Schajer, 2013 e Lu, 1996):
• Tensões residuais macroscópicas têm a sua extensão sobre grandes volumes de material, com magnitude e direções principais não ne-cessariamente constantes e, em função disto, as deformações ori-ginadas são praticamente uniformes para muitos grãos. Estas assu-mem um estado de equilíbrio e qualquer alteração na peça, como a retirada de material ou o surgimento de uma nova superfície, exige um rearranjo das tensões para que uma nova configuração de equi-líbrio seja atingida.
• Tensões residuais microscópicas atuam basicamente em áreas do tamanho de um grão do material da peça, de modo que a região de influência no equilíbrio destas tensões se estende a um número pe-queno de grãos.
• Tensões residuais submicroscópicas são resultantes de imperfei-ções da rede cristalina, ocorrendo principalmente em regiões pró-ximas às discordâncias. Ocorrem ao longo de pequenas frações de um grão, surgindo devido às características atômicas da rede cris-talina (impurezas de ponto, vazios etc.) e ao equilíbrio de forças e momentos.
Os processos de manufatura podem criar tensões residuais no material da peça. Além do mais, tensões podem ser originadas durante sua operação. Estas, por sua vez, são desenvolvidas como uma resposta elástica a deformações incompatíveis na peça, por exemplo, por meio de deformação plástica não-uniforme. Os mecanismos de criação de tensões residuais incluem (Schajer, 2013):
• Deformação plástica não-uniforme: podem ocorrer em processos de manufatura que promovem a mudança de forma do material como, por exemplo, conformação, forjamento e extrusão, entre ou-tros.
• Alterações na superfície da peça: ocorrem principalmente durante os processos de usinagem e jateamento com granalha de aço
(shot-peening).
• Mudança de fase e/ou de densidade, geralmente na presença de ele-vados gradientes térmicos: ocorrem com frequência durante a sol-dagem, fundição, tratamentos térmicos, transformações de fase em metais e cerâmicas, precipitação em ligas de aços e polimerização em materiais plásticos.
A Figura 2.2 apresenta alguns exemplos típicos da origem de ten-sões residuais em materiais de engenharia, alguns dos quais comentados anteriormente.
Figura 2.2 – Origens das tensões residuais (Schajer, 2013).
Schajer e Whitehead (2018) comentam que as tensões residuais de compressão são geralmente preferíveis às de tração. Esta preferência dá-se pela sua resistência à fadiga, à corrosão e pelo retardo na propagação de trincas. Em contrapartida, tensões residuais de tração têm, geralmente, o efeito oposto, uma vez que aceleram a propagação de falhas dos com-ponentes. Vê-se então que as tensões residuais podem trazer efeitos bené-ficos ou prejudiciais para o desempenho do material em função do seu sinal, magnitude e localização, impactando significativamente na sua re-sistência. Por esta razão, faz-se necessário o monitoramento periódico do estado real de tensões residuais em um componente, a fim de se manter segura e confiável sua operação nas mais diversas aplicações de engenha-ria.
Na literatura encontra-se que o valor absoluto da tensão residual próximo à superfície é elevado, diminuindo de intensidade continuamente com o aumento da profundidade abaixo da superfície. Ainda, esta pode ser de tração ou de compressão, podendo a camada afetada ser superficial ou profunda, dependendo das características do processo de manufatura. A tensão residual de compressão pode estar na superfície e a de tração, logo abaixo da superfície ou vice-versa (Khabeery e Fattou, 1989; El-Axir, 2002; Davim, 2010).
2.2 Método do Furo Cego
O surgimento dos estudos a respeito do Método do Furo Cego (MFC) é creditado a Josef Mathar (1934). No trabalho publicado em 1934 fez-se uso de extensômetros mecânicos para medir os deslocamentos em torno de um furo passante produzido em uma placa sob tensão. Conforme comentam Schajer e Whitehead (2018) em seu livro “Hole-Drilling Me-thod for Measuring Residual Stresses” tragicamente Josef Mathar morreu jovem aos 33 anos, em 25 de julho de 1933. Seu artigo pioneiro de 1934 sobre o MFC foi publicado postumamente por um colega de instituição. O significado e a qualidade do trabalho de Mathar são evidentemente bem reconhecidos, visto que inúmeros estudos se seguiram sobre este método experimental de medição de tensão residual.
As pesquisas sobre o MFC foram evoluindo e ramificando-se por diferentes caminhos. Na impossibilidade de execução de um furo pas-sante, um furo cego pode ser utilizado, conforme o esquema da Fi-gura 2.3.
Figura 2.3 – Esquema da seção transversal de um furo submetido a um estado de tensões trativo: (a) sem a presença de um furo cego e (b) após a usinagem do
furo cego (Schajer, 2013).
Posteriormente, em 1950, Soete e Vancrombrugge (1950) apud Schajer (2013) melhoraram a precisão de medição usando extensômetros de resistência elétrica no lugar de extensômetros mecânicos. Grant et al. (2002) afirmam que os primeiros estudos sobre o desenvolvimento da téc-nica de análise concentraram-se nas medições de placas de espessura fina, onde a tensão residual foi assumida como sendo uniformemente distribu-ída ao longo da espessura. A avaliação de componentes mais espessos derivou mais tarde de medições experimentais e empíricas. É atribuída a Kelsey (1956) apud Schajer (2013) a primeira investigação sobre a vari-ação de tensão residual com profundidade usando o MFC.
Rendler e Vigness (1966) aprimoraram o método para um proce-dimento sistemático e reprodutível, resultando na aplicação moderna do MFC para campos de tensão uniforme. O trabalho conduzido por Rendler e Vigness (1966) permitiu definir um padrão para a geometria da roseta extensométrica pela norma ASTM E873.13a (2013).
Por sua vez, Flaman (1982) e Flaman e Herring (1985) introduzi-ram o uso de uma turbina movida a ar comprimido (turbina pneumática) para a furação em altas velocidades de rotação (até ~ 400 000 rpm).
Mais recentemente, os estudos concentraram-se na medição de ten-são não-uniforme com a profundidade através da técnica da furação in-cremental e o desenvolvimento de soluções para estes campos não-uni-formes de tensão. A evolução de técnicas computacionais e de simulações numéricas pelo método de elementos finitos (FEM) permitiram o desen-volvimento de procedimentos para o cálculo de tensão residual que não eram previamente possíveis. Em 1981, Schajer (1981) desenvolveu a pri-meira solução generalizada da técnica incremental de medição através de simulações em elementos finitos, incluindo tabelas dos coeficientes de calibração. Posteriomente, em 1988, Schajer (1988a) determinou os coe-ficientes de calibração que são encontrados na norma ASTM E837.13a (2013).
O desenvolvimento de rosetas extensométricas com seis extensô-metros permitiu aumentar a precisão e a versatilidade da técnica, por meio do aumento na sensibilidade (Tootoonian e Schajer, 1995) em virtude de uma maior área de medição das deformações ao redor do furo.
O método incremental de medição foi introduzido por Soete e Van-crombrugge (1950) apud Grant et al. (2002) em 1950 e, mais tarde, de-senvolvido por Kelsey (1956) apud Grant et al. (2002). O furo cego passa a ser produzido em uma série de incrementos e o alívio de tensão medido após cada incremento de profundidade.
O MFC usando rosetas extensométricas é o mais comum na deter-minação de tensão residual e estas estão padronizadas pela norma ASTM E837.13a (2013), como pode ser visto na Figura 2.4. Segundo Nelson (2010), durante as últimas seis décadas, diferentes abordagens têm sido exploradas para a leitura das deformações na superfície por meio de mé-todos ópticos ao invés de extensômetros.
Figura 2.4 – Tipos de rosetas extensométricas (ASTM E837.13a, 2013). Medições ópticas apresentam simultaneamente um desafio e uma oportunidade através de sua grande quantidade de dados medidos: de cen-tenas de milhares, até milhões de pixels (Schajer, 2010a). A quantidade de dados excede enormemente o número de medições discretas disponí-veis pelos extensômetros. Na Figura 2.5 pode-se observar o padrão de franjas criado pela técnica ESPI (Electronic Speckle Pattern
Interferome-try) durante a introdução do furo cego e um comparativo com a medição
com extensômetros.
Figura 2.5 – Comparação entre a medição óptica (também conhecida por inter-ferometria speckle) e por extensômetros (representados pelos quadrados)
O uso de técnicas ópticas na medição de tensão residual vem cres-cendo rapidamente, desde os trabalhos publicados por Nelson e McCric-kerd (1986), Makino e Nelson (1994), Nelson et al. (1994) até alguns, mais recentes, como Steinzig et al. (2014), Blödorn et al. (2015), Pacheco
et al. (2016).
A Tabela 2.1 apresenta um comparativo entre a medição das defor-mações por meio de rosetas extensométricas e por técnicas ópticas.
Tabela 2.1 – Características da medição com extensômetros e óptica (Schajer e Whitehead, 2018).
Medição com extensômetros Medição óptica Custos moderados com
equipa-mento, alto custo por medição
Custo maior de
equipamentos/sof-tware, custo moderado por
medi-ção Tempos de preparação e de medi-ção significativos
Tempos de preparação e de medi-ção podem ser reduzidos
Pequeno número de dados muito precisos e confiáveis
Grande número de dados modera-damente precisos e redundantes que podem ser estatisticamente tratados
Cálculos de tensão relativamente
compactos Algoritmos mais complexos
Capacidade modesta para obten-ção da média de dados e verifica-ção de auto consistência
Recursos extensivos para obten-ção da média de dados e verifica-ção de auto consistência
Relativamente robusto, adequado para uso em campo
Menos robusto, mais adequado para uso em laboratório e também uso possível em campo
Mais sensível a erros de excentri-cidade nos furos
Sensível a erros de excentricidade maiores de 0,05 mm
Observa-se que ambas as técnicas de medição das deformações apresentam vantagens e desvantagens, dependendo da situação.
2.3 Método de cálculo de tensões residuais
Segundo a norma ASTM E837.13a (2013), a tensão residual exis-tente no local do furo cego é determinada a partir das deformações oriun-das pela sua presença usando-se as relações matemáticas baseaoriun-das na te-oria do comportamento elástico linear do material. As deformações alivi-adas dependem, deste modo, da tensão residual existente no material ori-ginalmente sem a presença do furo cego.
Para o caso de medição de tensão residual uniforme abaixo da su-perfície, conforme esquematizado na Figura 2.6, a deformação da super-fície medida após a usinagem do furo cego é:
Figura 2.6 – Determinação de tensões residuais uniformes (ASTM E837.13a, 2013). 𝜀 = (1 + 𝑣 𝐸 ) . 𝑎̅. ( 𝜎𝑥+ 𝜎𝑦 2 ) +1 𝐸. 𝑏̅. ( 𝜎𝑥− 𝜎𝑦 2 ) . cos 2𝜃 +1 𝐸. 𝑏̅. 𝜏𝑥𝑦. sen 2𝜃 Eq. (1)
As constantes de calibração 𝑎̅ e 𝑏̅ indicam as deformações alivia-das por unidade de tensão em uma determinada profundidade de medição – profundidade do furo cego. Estas são adimensionais e independentes das constantes elásticas do material sob análise. Os valores numéricos destas constantes de calibração são determinados por meio de simulações em elementos finitos para alguns padrões de rosetas extensométricas, que podem ser visualizados na referida norma.
Primeiramente deve-se calcular as deformações combinadas p, q e
t, a partir das deformações 𝜀1, 𝜀2 e 𝜀3 medidas pelos extensômetros 1, 2 e 3 (ver Figura 2.4): 𝑝 = (𝜀3+ 𝜀1 2 ) Eq. (2) 𝑞 = (𝜀3− 𝜀1 2 ) Eq. (3) 𝑡 = (𝜀3− 2𝜀2+ 𝜀1 2 ) Eq. (4)
A partir das deformações combinadas obtidas pelas Equações 2-4, fazendo-se uso dos coeficientes de calibração adequados para a roseta ex-tensométrica, o diâmetro e profundidade do furo cego, determina-se as tensões combinadas P, Q e T: 𝑃 = − 𝐸 1 + 𝑣. ∑(𝑎̅. 𝑝) ∑(𝑎̅2) Eq. (5) 𝑄 = −𝐸.∑(𝑏̅. 𝑞) ∑(𝑏̅2) Eq. (6) 𝑇 = −𝐸.∑(𝑏̅. 𝑡) ∑(𝑏̅2) Eq. (7)
Assim, as tensões cartesianas 𝜎𝑥 e 𝜎𝑦 e a tensão de cisalhamento 𝝉𝒙𝒚 no plano xy podem ser determinadas como:
𝜎𝑥= 𝑃 − 𝑄 𝜎𝑦= 𝑃 + 𝑄 𝜏𝑥𝑦= 𝑇 Eq. (8)
Por fim, chega-se às tensões principais 𝜎𝑚á𝑥 e 𝜎𝑚í𝑛 e a orientação β de 𝜎𝑚á𝑥:
𝜎𝑚á𝑥= 𝑃 + √𝑄2+ 𝑇2, Eq. (9)
𝛽 =1 2tan
−1(−𝑇
−𝑄) Eq. (11)
2.4 Sensibilidade do Método do Furo Cego
Os valores dos coeficientes 𝑎̅ e 𝑏̅ são baixos, porque a localização dos extensômetros mantém uma distância mínima da borda do furo. A porção do material sobre a qual estes estão colados está sujeita apenas a um alívio de tensão parcial. Caso fosse possível aliviar completamente as tensões no material sob os três extensômetros, poder-se-ia demonstrar, pela Lei de Hooke, que os coeficientes correspondentes seriam (Tootoo-nian e Schajer, 1995):
Valor máximo 𝑎̅ = 𝑎̅𝑚á𝑥= 1−𝑣
1+𝑣= 0,54, para 𝑣 = 0,3 Valor máximo 𝑏̅ = 𝑏̅𝑚á𝑥= 1 + 𝑣 = 1,30, para 𝑣 = 0,3
Estes valores são aproximadamente o dobro do máximo que os co-eficientes 𝑎̅ e 𝑏̅ assumem no MFC. Deste modo, fica evidente que existe uma margem teórica significativa para aumentar a sensibilidade das me-dições das deformações.
A sensibilidade do MFC diminui progressivamente com a profun-didade do furo. Isto não é uma característica do método empregado no cálculo das tensões (método integral, diferencial etc.), mas um reflexo do fato de que, à medida que aumenta a profundidade do furo, as deforma-ções oriundas da remoção de material estão localizadas mais distantes da superfície onde está colado o extensômetro. A Figura 2.7 apresenta um esquema da perda de sensibilidade, ou magnitude das deformações, ao passo que a profundidade de medição aumenta, mantendo-se o mesmo diâmetro para o furo cego. Há uma “saturação” no nível das deformações aliviadas, que assintoticamente converge para o valor final.
Essa limitação é mais grave para os coeficientes de calibração 𝑎̅ do que para os coeficientes 𝑏̅, visto que as incertezas nos valores médios das tensões principais são geralmente maiores que as incertezas nas diferen-ças entre as tensões principais (Grant et al., 2002).
Outro aspecto relevante e que merece ser comentado, segundo Beghini et al. (2010) observaram em seu trabalho sobre o efeito da deformação plástica nas medições de tensão em peças sob altas tensões
residuais, é a relação ótima entre a profundidade “z” e o diâmetro “D0” do furo. Levando-se em consideração as propriedades elastoplásticas do material para estimar o desvio dos resultados do modelo elástico devido à plasticidade verificou-se que a solução plástica gera um desvio inferior a 3-5% para níveis de tensão residual de até 70% da tensão de escoamento para uma relação z/D0 = 0,4. Para furos cegos mais rasos, com uma relação z/D0 ≤ 0,2, o mesmo desvio é obtido para níveis de tensão residual de 80-90% da tensão de escoamento. Conclui-se, portanto, que a concentração de tensão para furos rasos é menor nestes casos.
Figura 2.7 – Esquema do efeito do furo cego na deformação da superfície a me-dida que se aumenta a profunme-didade (Schuster e Gibmeier, 2016). Para Šarga e Menda (2013) a produção de um canal anular
(Ring-Core Method) é mais sensível em comparação com o furo cego produzido
pelo MFC, pois promove um alívio completo das tensões superficiais. No entanto, a dimensão do canal anular (ring core) é relativamente grande, causando muito mais dano do que o furo cego no MFC, que permite a medição mais localizada de tensão residual.
2.5 Técnicas de usinagem do furo cego aplicadas no Método do Furo Cego
O Método do Furo Cego é aplicável a todos os grupos de materiais, sendo necessário que estes sejam isotrópicos e suas constantes elásticas conhecidas. Ainda, estes devem ser fáceis de se usinar, ressaltando-se que a usinagem do furo não deve prejudicar a tensão residual a ser medida.
Segundo Rossini et al. (2012), a maioria dos algoritmos que per-mitem uma avaliação detalhada do perfil de tensão abaixo da superfície, fornece uma solução para determinar um estado plano de tensão. No en-tanto, para evitar a plastificação ao redor do furo como consequência da concentração de tensão, a magnitude máxima da tensão residual medida não deve exceder 60 a 70% da tensão de escoamento do material. Além disso, a resolução local do método é dependente do equipamento utili-zado. Lateralmente, a resolução varia na área no entorno do diâmetro do furo produzido. A profundidade máxima analisável não deverá exceder mais que 50% a dimensão do diâmetro do furo utilizado na medição.
A usinagem do furo cego deve ser realizada com extremo cuidado para evitar-se a introdução de tensão residual em função do seu processo de execução, acarretando em erros de medição. Existem três fontes prin-cipais de erros: introdução de tensões por meio da usinagem do furo cego na peça (que serão somadas às tensões residuais a serem medidas), im-perfeições na geometria e forma do furo cego (desvios de cilindricidade, por exemplo) e excentricidade na posição do furo cego em relação ao cen-tro geométrico da roseta extensométrica.
Em geral, a magnitude da tensão residual adicional induzida de-pende do método de usinagem empregado e também dos parâmetros de trabalho. Rossini et al. (2012) comentam que, citando Flaman e Herring (1985), a tensão residual induzida pela técnica de usinagem com altas ve-locidades de rotação é relativamente menor que aquela gerada por outras técnicas de usinagem. Por muito tempo, os resultados obtidos por Flaman e Herring (1985) serviram como uma referência consolidada quando se falava sobre a velocidade de rotação adequada para a ferramenta de corte. Trabalhos recentes, como o de Upshaw et al. (2014), demostram o con-trário.
Embora o método de usinagem utilizando-se altas velocidades de rotação (~200 000 rpm ou mais) tenha vantagens quando usado para me-dir a tensão residual em materiais com alta dureza e alta tenacidade, um desgaste severo na ferramenta de corte é esperado. Além de tudo, o des-gaste da ferramenta causará o aumento na introdução de tensão residual à peça e, portanto, causará erros significativos de medição. Em casos extre-mos, o desgaste da ferramenta pode ser tão severo que ocasiona sua falha catastrófica, como mencionado em Flaman e Herring (1986) e reforçado por Rossini et al. (2012).
A seguir, serão apresentados algumas técnicas ou soluções desen-volvidas especificamente para a medição de tensão pelo Método do Furo Cego.
2.5.1 Método do “furo dentro do furo” (hole-within-a-hole)
O Método do Furo Cego permite uma medição localizada do es-tado de tensão ao qual o material está submetido e, para tanto, produz um dano reduzido a este quando comparado com outras técnicas semi-destru-tivas de medição. Entretanto, este método perde rapidamente a sensibili-dade ao alívio de tensões à medida que se aumenta a profundisensibili-dade de inspeção (Schajer et al., 1996). Vislumbrando aumentar a sensibilidade do método para inspeção em profundidades maiores, Makino et al. (2011) desenvolveram o método do “furo dentro do furo” (hole-within-a-hole
method). As medições de tensões residuais são tipicamente realizadas em
profundidades de cerca de 1,5 mm para um furo de diâmetro máximo 3 mm, como pode ser visualizado na Figura 2.8.
Figura 2.8 – Método do furo dentro do furo (Hole-within-a-hole method) (Makino et al., 2011).
O furo menor é produzido de forma incremental com profundidade de metade do valor do diâmetro (Fig. 2.8.a). O furo maior é produzido
a)
b)
c)
d)
para criar uma nova superfície de referência, eliminando o furo menor (Fig. 2.8.b). Algumas condições são impostas para o método: a) os furos menores e maiores são concêntricos; b) razão fixa entre o diâmetro do furo maior e o diâmetro do furo menor; c) profundidade total do furo me-nor no valor de metade do diâmetro do furo meme-nor; d) profundidade de cada furo maior igual à profundidade do furo menor; e) as tensões presen-tes são consideradas no plano; f) inexistência de um gradiente de tensão entre uma medição antes e após o furo maior, e g) comportamento elás-tico-linear do material.
O trabalho desenvolvido por Makino et al. (2011) mostrou que este método é uma extensão do método convencional do furo cego para deter-minar tensões residuais a profundidades consideravelmente maiores do que as que normalmente podem ser alcançadas (conforme pode ser visu-alizado nas Fig. 2.8.c, Fig. 2.8.d e Fig. 2.8.e).
Segundo os autores, a solução proposta mostrou-se adequada e com resultados satisfatórios para os quais foi avaliada. Todavia, vê-se que o dano produzido à peça é consideravelmente maior, o que pode vir a ser um empecilho a sua aplicação na indústria do petróleo e gás.
2.5.2 Furo Inclinado (ou Furo Cônico Invertido)
Tootoonian e Schajer (1995) apresentaram um método alternativo para medição de tensões residuais uniformes no qual buscam aumentar a sensibilidade do furo às tensões, diminuindo a incerteza durante a avalia-ção. Este método consiste na produção de um furo cego com paredes in-clinadas, ou seja, um furo cônico invertido. Este é produzido por uma fresa de topo de cone invertido, orbitando em torno do seu eixo central. Tal método é comparado ao método convencional do furo cego, como pode ser visto na Figura 2.9. Simulações numéricas mostraram que a ge-ometria cônica invertida do furo cego produz um alívio maior das tensões presentes no material comparado ao furo cego convencional (com fundo plano e perpendicular à parede).
Como pode ser visto na Figura 2.10.a, os coeficientes de calibração para o furo inclinado são comparados favoravelmente em dois diferentes aspectos com seus correspontes valores numéricos para o furo de fundo plano e perpendicular à parede: são numericamente maiores e têm seus picos em profundidades inferiores. Estas duas características permitem um aumento na sensibilidade das medições.
Em um furo cego cônico inclinado as deformações são geralmente superiores àquelas promovidas por um furo cilíndrico. Isto permite uma
melhor redistribuição e alívio das tensões ao redor do furo sendo o material adjacente ao furo mais flexível.
Figura 2.9 – Alívio de tensões residuais produzido por: (a) fundo plano e perpendicular à parede e (b) furo inclinado (Tootoonian e Schajer, 1995).
Tootoonian e Schajer (1995) conduziram alguns experimentos para obtenção dos valores dos coeficientes 𝑎̅ e 𝑏̅ e comparação aos obtidos numericamente, comparação experimental da calibração para ambas geo-metrias de furo e demonstração da viabilidade da medição de tensões re-siduais por meio de furos cônicos inclinados. Observou-se que a geome-tria proposta para o furo cego proporciona um acréscimo entre 20-80% na sensibilidade às deformações. Este aumento na sensibilidade é produzido, em grande parte, devido à flexibilidade que esta geometria de furo pro-porciona comparada à geometria do furo cego convencional no mesmo diâmetro. Com o mesmo diâmetro que um furo cego convencional, um furo cego cônico invertido promove o alívio de tensões mais rápido (Fig. 2.10.b e Fig. 2.10.c) e em profundidades menores (mais próximo da su-perfície).
