Em alguns casos, o torneamento de acabamento não é somente a operação final de usinagem, mas a única. A prioridade é a qualidade final da superfície e as tolerâncias dimensionais da peça. Para esta etapa do processo, a combinação de avanço e profundidades de cortes reduzidas, utilizando alta velocidade de corte[4], produz uma quantidade razoável de cavaco sem influência da vibração na remoção do sobremetal.

Thomas[17] define como etapas importantes em qualquer processo de usinagem a definição dos parâmetros de entrada (material da peça e suas características; geometria e material da ferramenta; potência e rigidez da máquina-ferramenta; parâmetros

Figura 1 – Geometria da ferramenta: raios e faces planas na ponta da pastilha alisadora (a) e comparação entre as geometrias (b)14

de usinagem). Se a escolha for errada são geradas falhas na ferramenta, como desgaste precoce ou até quebra, além de peças com acabamento impróprio.

A geometria da ferramenta é o conjunto de propriedades geométricas que a define, composta por arestas, ângulos, raio de ponta (rε) etc. As definições destas características estão presentes na norma NBR 6163[1].

Machado et al.[12] explicam que as características de formação de cavaco, a durabilidade da ferramenta, a potência exigida e o acabamento superficial são afetados pela escolha da geometria da ferramenta.

O presente trabalho baseia-se em estudos comparativos entre as ferramentas convencional (standard) e alisadora (wiper)[6,7,14]. Inicialmente, Geier et al.[6] apresentaram a relação entre rugosidade média Ra, rugosidade total Rt e taxa de remoção de material Q para as ferramentas citadas, utilizando corpos de prova dos aços, SAE 1020, SAE 1045 e SAE 4140 trefi lados a frio.

A seguir, Geier e Souza[7] investigaram o desempenho dessas ferramentas de dois fabricantes no torneamento de acabamento do aço SAE 4140 para dois raios de ponta (rε = 0,4 e 0,8 mm) e quatro avanços (f = 0,075, 0,15, 0,225 e 0,3 mm/ volta) em relação aos parâmetros de rugosidade Ra, Rt e Ra/Rt . Entre outras coisas, verificaram que para rε = 0,4 mm e f = 0,3 mm/volta foi possível obter superfícies usinadas com valores de Ra inferiores a 0,9 μm para a ferramenta wiper e próximos de 2,5 μm para a standard.

Depois, Mello et al.[14] apresentaram equações empíricas que descrevem a textura superficial obtida no torneamento de acabamento do SAE 4140, com base em parâmetros de rugosidade Ra e Rt a partir de diferentes combinações de avanço f e raio de ponta rε. A ideia era obter a melhor correlação possível em operações de corte para a geração de baixos valores de rugosidade.

Por fim, o objetivo deste trabalho é avaliar comparativamente o desempenho das duas configurações de ferramentas com rε = 0,4 mm, no torneamento de acabamento a seco do aço SAE 4140, a partir da aquisição direta de valores de rugosidade (peça) e de desgaste (ferramenta de corte) após cada passe de usinagem.

As ferramentas

O aumento do raio de ponta da ferramenta a torna mais resistente, porém acarreta aumento da vibração devido ao maior atrito causado pela maior área de contato entre peça e ferramenta. O acabamento superfi cial depende muito da relação entre avanço f e raio de ponta rε. Essa relação, por sua vez, contribui diretamente para a rugosidade da peça e pode ser descrita pela equação 1, sendo este o menor valor de rugosidade possível no processo de torneamento[4,11,12].

 

Uma pastilha convencional tem raio de ponta único (figura 1b, pág. 89), que pode variar de 0,1 a 2,4 mm. Além disso, a rugosidade está diretamente relacionada ao avanço utilizado. As pastilhas alisadoras, por outro lado, são projetadas para alta produtividade e usadas em operações de usinagem de semiacabamento e acabamento. Podem ser aplicadas em torneamento com altas taxas de avanço, sem perder as capacidades de gerar bom acabamento superficial e de quebrar cavacos. Possuem uma alteração na geometria, mais especificamente no raio de ponta (figura 1a), de modo que tanto os valores de avanço quanto os de profundidade de corte possam ser o dobro dos usados nas ferramentas convencionais, sem prejuízo do acabamento superficial da peça[16].

Ainda de acordo com a Sandvik[16], o raio de ponta em uma pastilha alisadora tem sua construção utilizando de três a nove raios diferentes. Isso aumenta, de um modo positivo, o comprimento de contato das pastilhas e o efeito das faixas de avanço ou a superfície.

Segundo estudo comparativo realizado por Grzesik e Wanat[9] sobre o acabamento gerado em processos de torneamento de materiais endurecidos, as superfícies usinadas apresentam valores similares de rugosidade para ambas as geometrias de ferramenta quando utilizado avanço f = 0,10 mm/volta para standard e f = 0,20 mm/volta para wiper. A figura 1b mostra a comparação da rugosidade quando utilizadas as duas ferramentas.

Vida da ferramenta de corte

A vida de uma ferramenta de corte é medida pelo tempo em que ela efetivamente trabalha entre duas afiações sucessivas ou troca a aresta de corte da pastilha. Machado et al.[12] dizem que por maior que seja a dureza e a resistência ao desgaste das ferramentas e por menor que seja a resistência mecânica da peça, a ferramenta sempre sofrerá desgaste e em algum momento precisará ser substituída. Isso acontece porque, durante a usinagem, a ferramenta é exposta a uma combinação de fatores de origem abrasiva, mecânica, química e térmica. Já que os materiais da peça e da ferramenta não são homogêneos, os desgastes e as avarias podem ser observados na ferramenta durante o uso.

Diniz et al.[4] citam que, para operações de acabamento, o fim de vida de uma ferramenta de corte pode ser definido quando não é mais possível obter tolerâncias apertadas ou o acabamento requerido na superfície usinada da peça, devido, principalmente, ao desgaste de flanco VB na superfície de folga da ferramenta. Para Ferraresi[5], a ferramenta deve ser substituída antes de atingir valores que possam originar quebra da aresta de corte, no momento em que são perdidas as condições de satisfazer as exigências impostas de tolerâncias e acabamento.

O desgaste é definido pela norma ISO 3685[10] como a mudança da forma original da ferramenta durante o corte, resultante da perda gradual de material. A progressão do desgaste apresenta-se como uma falha contínua e progressiva e em proporções pequenas, podendo ocorrer por vários mecanismos – a deformação plástica é um deles. Por ser um processo contínuo, o comportamento do desgaste pode ser modelado matematicamente ao longo do seu progresso, até o dano completo da ferramenta[12].

Nas ferramentas de metal duro com revestimento, o desgaste de flanco cresce lentamente em virtude da alta resistência oferecida pelas camadas de cobertura da ferramenta, até atingir valores na ordem de 0,3 a 0,4 mm, enquanto o desgaste de cratera é muito pequeno ou inexistente[4]. Após o desgaste das camadas de revestimento, o corte passa a ser realizado pelo substrato da ferramenta, que possui menor resistência ao desgaste fazendo VB crescer mais rapidamente até 0,8 a 1 mm em um tempo muito curto.

Os parâmetros de maior influência na progressão do desgaste V B são a velocidade

Figura 2 – Rugosidades Ra e Rt em um perfil de superfície P(x) de uma amostra de comprimento de medição lm (adaptado de [14])

 

de corte v c, o avanço f e a profundidade de corte ap , respectivamente nessa ordem. Assim, o impacto no tempo de vida causado por um acréscimo de 10% em vc é muito maior do que ocorreria se f fosse alterado na mesma proporção. Isso ocorre porque quanto maior a velocidade de corte, mais elevado é o calor gerado no processo, sem acrescer área da seção de corte. Por outro lado, quando o avanço aumenta também cresce a quantidade de calor e a área da ferramenta que o recebe [4].

Rugosidade e acabamento superficial

O estudo do acabamento torna-se importante nos casos em que se exige boa precisão no ajuste entre peças unidas, e naqueles em que as precisões dimensional e de forma não são satisfatórias para garantir a funcionalidade do conjunto. O objetivo de um processo de usinagem é obter uma superfície técnica que apresente fatores superficiais (textura) e subsuperficiais (integridade) apropriados, a fim de garantir segurança, confiabilidade e longa vida ao componente fabricado[15].

Quando analisadas em detalhes, as superfícies técnicas resultantes do processo de corte exibem irregularidades finas ou erros microgeométricos formados por sulcos ou marcas deixadas pela ferramenta que atuou sobre tal superfície. A essas irregularidades dá-se o nome de rugosidade. A rugosidade gerada na usinagem é mais influenciada pelo processo do que pela máquina.

Os fatores que podem contribuir na formação da rugosidade são as marcas da aresta da ferramenta de corte ou de seus fragmentos, que podem apresentar natureza periódica para alguns processos e aleatória para outros; a geração de rebarba do material durante a operação; os restos de aresta postiça de corte de uma ferramenta na superfície usinada; e a forma geométrica do quebra-cavaco da ferramenta[12].

Dentre outros, os parâmetros utilizados neste trabalho para avaliar a textura da superfície usinada são a rugosidade média Ra e a rugosidade total Rt.

A r ugosidade média é a média aritmética dos valores absolutos das ordenadas dentro do percurso de medição L, apresentada na figura 2 (pág. 92) e calculada pela equação 2.

Rugosidade total é a amplitude pico a pico, ou seja, a delimitação dada pela maior altura de pico e pela maior profundidade de vale do perfil dentro do percurso de medição (figura 2).

Mello et al.[14] determinaram empiricamente as equações 3 e 4 para calcular, respectivamente, a rugosidade média Ra (μm) e a rugosidade total Rt (μm) para a ferramenta alisadora, com f (mm/volta) e rε (mm).

Cada processo garante uma precisão sob determinadas condições de usinagem. Na tabela 1, Álvares [2] mostra a classe de tolerância (IT) e a rugosidade média que podem ser obtidas por torneamento e retificação na usinagem de superfície cilíndrica externa.

Materiais e métodos

O procedimento experimental consistiu basicamente de ensaios de longa duração aplicando ferramentas convencionais e alisadoras no torneamento de acabamento a seco em corpos de prova de aço SAE 4140. Foram realizados cortes longitudinais externos utilizando o torno CNC Mazak QTN 100-II. Foram realizadas medições periódicas do desgaste da ferramenta e da rugosidade da superfície usinada e os valores foram devidamente registrados.

Caracterização do corpo de prova

Considerado um aço de médio carbono (0,40% de carbono),

o SAE 4140 apresenta características de alta temperabilidade, má soldabilidade e usinabilidade razoável, além de boa resistência à torção e à fadiga. Possui baixa dureza e resistência à tração, porém excelente resistência ao choque e elevado alongamento. A perlita lamelar presente é responsável pela dureza do material, que apresenta resistência à tração superior à da ferrita, porém menor ductilidade. É empregado em peças que exigem elevada dureza, resistência e tenacidade, por

exemplo na indústria automotiva. Conforme Chiaverini[3], esse aço possui melhor usinabilidade com a estrutura perlítica lamelar e esferoidita grosseira.

Neste trabalho, foi utilizado o SAE 4140 laminado a quente, por ser um aço amplamente usado pela indústria e com características metalúrgicas que propiciam o desgaste prematuro das ferramentas de corte. A sua composição química é apresentada na tabela 2, conforme a norma SAE-J404[8].

Com o objetivo de verificar a homogeneidade do aço, foi realizado ensaio de dureza Brinell, utilizando o durômetro Reicherter D7306, e encontrado o valor médio de 260 HB. O valor para tensão de escoamento (σesc = 200 MPa) foi retirado de Matweb[13].

Outro fator metalúrgico que tem grande influência na usinabilidade é a microestrutura. Com o auxílio do microscópio Pantec MMI 200, com ampliação 200x e ataque em Nital 5%, no núcleo da microestrutura do material usado neste trabalho foi observada a presença de perlita e, em menor quantidade, ferrita com estrutura de grãos poligonais. Na periferia, observou-se a ocorrência de descarbonetação originada no processo de laminação a quente.

As dimensões do corpo de prova (63 mm de diâmetro e comprimento de 50 mm) foram obtidas em um torno convencional, que removeu a carepa (corte longitudinal) e executou o faceamento (corte radial) e o furo de centro para a fixação no torno CNC entre placa e ponto. Inicialmente, as peças tinham diâmetro de 65 mm e comprimento de cerca de 80 mm.

Propriedades da ferramenta de corte

Nos experimentos, foram usadas pastilhas com formato triangular básico negativo (T-Max P), raio de ponta rε = 0,4 mm e quebra-cavacos para torneamento de acabamento (PF e WF), além de revestimento de TiCN/Al2O3/TiN (GC4215) aplicado por deposição química a vapor em temperatura média (MTCVD, do inglês medium temperature chemical vapor deposition), mostradas na figura 3 (pág. 94).

O sistema de fixação da pastilha ao suporte é do tipo cunha-grampo, para minimizar as vibrações. O porta-ferramentas

MTJNL 2020K utilizado possui ângulo de posição χρ = 93°.

A tabela 3 mostra as especificações recomendadas pelo fabricante para as pastilhas standard e wiper, para definir os parâmetros de máquina (vc, f e ap) utilizados nos experimentos.

Definição dos parâmetros de corte

Foram realizados dois ensaios de longa duração no torno CNC, empregando-se os mesmos parâmetros (tabela 4, pág.98) tanto para as geometrias standard (S) quanto para as wiper (W).


Figura 4 – Comparativo de rugosidades entre as ferramentas convencional e alisadora para os parâmetros da tabela 4: rugosidade média Ra (a) e rugosidade total Rt (b)

 

A velocidade de corte foi mantida constante (vc = 515 m/min). Nos ensaios S1 e W1, os parâmetros usados foram avanço f = 0,15 mm/ volta e profundidade de corte ap = 0,5 mm. Nos ensaios S2 e W2, utilizaram-se os dobros do avanço (f = 0,30 mm/volta) e da profundidade de corte (ap = 1 mm) para ambos.

Descrição dos procedimentos de medições de falhas

Para as quatro situações, no decorrer do processo a pastilha utilizada e a peça usinada foram supervisionadas constantemente por medição periódica (a cada passe da ferramenta, que corresponde ao comprimento usinado de 50 mm). Por esse procedimento, foram avaliados os desgastes e/ou avarias na ferramenta de corte e as rugosidades (Ra e Rt) na superfície do corpo de prova.

Para examinar a falha da ferramenta por desgastes, foi utilizado o microscópio digital USB Dino -Lite modelo AM-413ZT, com resolução de 1.024 x 768 e ampliação de 55x. Para a medição dos desgastes na ferramenta, a pastilha foi retirada do porta-ferramenta (fixado na máquina-ferramenta) e colocada em um suporte projetado e fabricado para posicioná-lo sempre na mesma posição, com objetivo de adquirir imagens e realizar as medições com auxílio de um software dedicado.

Já a medição das rugosidades da superfície do corpo de prova foi feita com o rugosímetro portátil Mitutoyo modelo SJ-201, com resolução de 0,01 μm. O corpo de prova também é removido do torno CNC para fazer a medição e fixado em uma base magnética para a realização da leitura dos valores de rugosidade. As leituras foram feitas em três planos defasados entre si em 120o.

Resultados e análises

Os resultados obtidos no torneamento a seco do aço SAE 4140 com as ferramentas de geometria convencional e alisadora foram avaliados de forma comparativa sob dois aspectos: análise da rugosidade gerada na peça e análise dos desgastes das ferramentas.

Análise da rugosidade gerada na peça

A primeira análise realizada foi em relação ao acabamento superficial da peça usinada. A figura 4a mostra os gráficos das rugosidades médias e a figura 4b, os das rugosidades totais obtidas nos ensaios S1/W1 e S2/ W2. Ao observar as duas figuras, verificam-se comportamentos similares. Dessa forma, as prováveis explicações são as mesmas.

A tendência normal de um ensaio de vida de ferramenta é que, conforme o uso da pastilha, o acabamento superficial usinado da peça piore, ou seja, a rugosidade aumente. É possível

Análise comparativa

Figura 5 – Comparativo de rugosidades entre as ferramentas convencional e alisadora para os parâmetros da tabela 4: relação Ra/Rt (a) e valores experimentais Ra e Rt e teóricos Ra-est e Rt-est (b)

 

visualizar essa tendência nos gráficos de S1 e W1 da figura 5. No entanto, apesar do comprovado aumento do desgaste da ferramenta com o proceder dos passes (conforme figura 6, pág. 102), não foi possível observar esse comportamento pelos gráficos de S2 e W2.

Uma provável explicação para este fato está na geometria do cavaco gerado: menores valores de f e ap (situação “1”) fazem com que o cavaco seja mais largo e menos espesso e, portanto, mais difícil de quebrar. Com o desgaste da ferramenta, a geometria da aresta de corte é modificada. Como este cavaco se quebra com mais dificuldade e a aresta desgastada modifica o enrolamento do cavaco, este se volta para a peça e é esmagado pela ferramenta de corte, prejudicando o acabamento superficial. Assim, a rugosidade aumenta com o aumento do desgaste. Para a situação “2”, mesmo com maiores valores de desgaste, isto não se verifica, pois o cavaco é menos largo e mais espesso e, por isso, mais fácil de quebrar.

Outra explicação menos provável seria a relação entre raio de ponta e a profundidade de corte. Verifica-se que uma relação ap/rε = 1,25 (pequena – situação S1/W1) pode promover uma curvatura lateral do cavaco, afastando-o da superfície usinada, enquanto uma relação ap/rε = 2,5 (grande – situação S2/W2) pode gerar uma curvatura lateral somada

Análise comparativa


Figura 6 – Comparativo do desgaste de quina VBC entre as ferramentas convencional e alisadora para os parâmetros da tabela 4 em função do comprimento usinado (a) e do tempo de corte (b)

 

a uma curvatura vertical, fazendo com que o cavaco vá de encontro à superfície de folga da ferramenta, prejudicando o acabamento.

Ainda com relação aos gráficos da figura 4, para ambas as ferramentas pode-se observar um aumento dos valores de rugosidade da situação “1” em relação à situação “2”, por motivos óbvios (Ra ∝ f2).

Com relação às classes de tolerância e valores de rugosidade média Ra, duas situações distintas são observadas:

Com uma confiança de 95%, os valores de rugosidade encontrados para as situações W1 (Ra = (1,21 ± 0,24) μm), W2 (Ra = (1,86 ± 0,04) μm) e S1 (Ra = (2,32 ± 0,13) μm) no comprimento usinado de 1.500 mm refletem uma situação de acabamento em torneamento, mencionada na tabela 3, mostrando que a textura obtida é compatível com a classificação estabelecida.

O valor de rugosidade encontrado para a situação S2 (Ra = (7,43 ± 0,08) μm, 95% de confiança) no comprimento usinado de 1.500 mm cogita uma situação de semiacabamento em torneamento, indicando que a textura obtida não é compatível com a denominação PF (finish) da ferramenta TNMG.

De acordo com a Sandvik[16], as ferramentas alisadoras foram projetadas para operar com o dobro dos valores de avanço e de profundidade de corte usados nas ferramentas convencionais, sem depreciar o acabamento superficial da peça. Esta tendência pôde ser observada durante os ensaios e pode ser vista na figura 4, na qual o ensaio com os parâmetros dobrados da wiper (W2) apresenta desempenho similar ao da ferramenta standard (S1).

Em componentes que exijam menor responsabilidade, a medição da rugosidade média Ra pode ser a única a ser considerada. Porém, ao utilizar valores médios, podem ficar escondidas grandes diferenças entre picos e vales que, em algumas condições, podem levar ao colapso do componente usinado. Para evitar esse problema, a medição da rugosidade total Rt mostra-se importante, pois não se restringe à amostra dos valores.

Por meio da análise de variância (Anova), Geier e Souza [7] mostraram que a variação da geometria da ferramenta tem efeito significativo sobre a relação entre as rugosidade média e total da superfície usinada. A figura 5a ilustra os gráficos das relações entre as rugosidades média e total obtidas nos ensaios S1/W1 e S2/W2. Pode-se observar que a relação mantém-se relativamente estável

Figura 7 – Ferramentas novas (a e b) e desgastadas após 1.300 mm de usinagem (c, d e e f)

 

para a geometria standard (S1 e S2). Ou seja, não há aumento ou diminuição significativa do valor de Ra/Rt ao longo do comprimento usinado L. Já para a geometria wiper, observa-se para W1 um aumento da relação com o aumento de L e para W2 uma diminuição. Isso pode mostrar que a alteração da relação Ra/Rt com o desgaste da ferramenta (figura 6 pág. 102) é mais sensível com a utilização da ferramenta alisadora.

De modo a comprovar a efi cácia destas estimativas propostas por Mello et al [14], a figura 5b ilustra os valores obtidos experimentalmente e os calculados pelas equações 1 e 2 (standard) e pelas 3 e 4 (wiper). Conforme Kalpakjian e Schmid[11], considerando diferentes classes de rugosidade N7 = (1,2 ± 0,4) μm, N8 = (2,4 ± 0,8) μm e N10 = (9,4 ± 3,1) μm, os valores estimados e reais de rugosidade média R a nos ensaios S1/W1 e S2/W2 encontram-se dentro da faixa delimitada pelos valores limítrofes, respectivamente em N8, N7, N10 e N8, mostrando que a estimativa é satisfatória. Além disso, de acordo com Álvares[2] , os mesmos valores estimados e reais (médios) encontram-se na mesma faixa de classificação de operação, respectivamente acabamento, ultraprecisão, semiacabamento e acabamento.

Análise dos desgastes das ferramentas

O bom desempenho em relação ao acabamento superficial gerado pela geometria alisadora comparativamente à convencional deve-se à influência da geometria de rε de cada ferramenta. A ferramenta alisadora, por apresentar uma composição com vários raios menores, possibilita maior área de contato entre ferramenta e peça e permite trabalhar com valores de f e ap 100% maiores em relação à convencional. Isso proporciona maior taxa de remoção de material sem perda de desempenho no acabamento. Porém, conforme a Sandvik[16], a mesma geometria que resulta em melhor desempenho de acabamento ocasiona maior desgaste da ferramenta.

No ensaio realizado, entretanto, essa informação não foi confirmada. Apesar da tendência de aumento do desgaste no decorrer do ensaio, as ferramentas alisadoras sempre mantiveram valores de desgaste de quina VBC inferiores aos das ferramentas convencionais, como mostram os gráficos da figura 6.

Comparando as medições da rugosidade média Ra com o desgaste VBC, nota-se que as maiores variaçõe entre um passe e outro para os valores da rugosidade coincidem com os saltos da medição do desgaste, comprovando a influência direta do desgaste no acabamento superficial da peça usinada. A figura 7 mostra as fotos das pastilhas das duas geometrias novas e os respectivos desgastes das ferramentas após 1.300 mm usinados (26 passes) nos ensaios S1/W1 e S2/W2.

Conclusões

Tendo em vista que o custo das ferramentas alisadoras e convencionais são iguais, conclui-se que a utilização da ferramenta alisadora é economicamente viável, mesmo quando utilizada em condições fora das recomendadas pelo fabricante. Isso vale tanto do ponto de vista do acabamento superfi cial gerado quanto da vida da ferramenta, que apresenta resultados muito similares quando comparado ao da pastilha standard.

Análise comparativa

Durante o uso de ambas as ferramentas nas condições consideradas ideais pelo fabricante, as duas apresentam bom desempenho, tanto do ponto de vista do acabamento superficial quanto do desgaste da pastilha. Porém, a geometria wiper destaca-se por promover uma taxa de remoção de material quatro vezes maior para um mesmo acabamento (ensaios S1 e W2).

Até o ponto onde os ensaios foram executados, constatou-se que ocorre um aumento da rugosidade relacionada ao aumento do desgaste na quina da ferramenta para S1 e W1 (condições menos severas). Esse desgaste afeta as duas geometrias de forma similar (alteração da aresta de corte e dobramento do cavaco), não podendo ser considerado o fator primordial na decisão da escolha do padrão de pastilha de usinagem.

Já para S2 e W2 (condições mais severas), isso não pode ser efetivamente constatado, visto a uniformidade da rugosidade ao longo do comprimento usinado.

Referências

 

  1. ABNT – Associação Brasileira de Normas Técnicas: NBR 6163 – conceitos da técnica de usinagem: geometria da cunha de corte: terminologia. São Paulo, 45 p., 1990.

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  9. Grzesik, W.; Wanat, T.: Surface finish generated in hard turning of quenched alloy steel parts using conventional and wiper ceramic inserts. International Journal of Machine Tools and Manufacture, v. 46, no 15, p. 1.988-1.995, 2006.

  10. ISO 3685: Tool-life testing with single-point turning tools. International Organization for Standardization, 2a ed., Genebra, Suíça, 48 p., 1993.

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  13. Matweb: Online materials information resource. Disponível em <www.matweb.com>, acessado em 26 de abril de 2012.

  14. Mello, M. S.; Souza, A. J.; Geier, M.: Determinação empírica dos parâmetros de rugosidade Ra e Rt aplicando ferramenta alisadora no torneamento a seco de acabamento do aço AISI 4140. Anais do 7o Congresso Nacional de Engenharia Mecânica (Conem), São Luís, MA, 2012.

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  16. Sandvik: Manual técnico de usinagem, parte a: torneamento geral. Sandvik Coromant, São Paulo, 156 p., 2012.

  17. Thomas, T. R.: Rough surface. Longman, London, 261 p., 1982.

 


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