Analisis-numerico-experimental-de-aceros-de-alta-resistencia-derivados-de-la-conformacion

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TESIS QUE PARA OBTENER EL GRADO DE : 
M A E S T R O EN C I E N C I A S 
CON ESPECIALIDAD EN: 
 I N G E N I E R Í A M E C Á N I C A 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
ANÁLISIS NUMÉRICO EXPERIMENTAL DE ACEROS DE ALTA 
RESISTENCIA DERIVADOS DE CONFORMACIÓN PLÁSTICA 
SOMETIDOS A PROCESOS DE ARRANQUE DE VIRUTA. 
 
PPRREESSEENNTTAA:: 
IINNGG.. JJOOSSÉÉ AALLFFRREEDDOO HHEERRNNÁÁNNDDEEZZ RROODDRRÍÍGGUUEEZZ 
 
DDIIRRIIGGIIDDAA PPOORR 
DDRR.. GGUUIILLLLEERRMMOO UURRRRIIOOLLAAGGOOIITTIIAA SSOOSSAA 
DDRR.. LLUUIISS HHÉÉCCTTOORR HHEERRNNÁÁNNDDEEZZ GGÓÓMMEEZZ 
 
 
 
 DDIICCIIEEMMBBRREE 22001111 
 
 
 
 
IINNSSTTIITTUUTTOO PPOOLLIITTÉÉCCNNIICCOO NNAACCIIOONNAALL 
EESSCCUUEELLAA SSUUPPEERRIIOORR DDEE IINNGGEENNIIEERRÍÍAA MMEECCÁÁNNIICCAA YY EELLÉÉCCTTRRIICCAA 
SSEECCCCIIÓÓNN DDEE EESSTTUUDDIIOOSS DDEE PPOOSSGGRRAADDOO EE IINNVVEESSTTIIGGAACCIIÓÓNN 
 
 
Agradecimientos 
 
Quiero agradecer al 
 
Instituto Politécnico Nacional 
Escuela Superior de Ingeniería Mecánica y Eléctrica 
Unidad Zacatenco 
 
A los directores de está tesis: 
El Dr. Guillermo Urriolagoitia Sosa y el Dr. Luis Héctor Hernández Gómez 
Por la confianza y apoyo para realizar este trabajo. 
 
A mis compañeros y amigos: 
David Torres Franco, Mauricio Aron Pérez, Miguel Ángel Gómez Gómez, Arafat Molina 
Ballinas, Omar López y Noé Mayor Hernández. 
Por su ayuda incondicional 
 
Al ingeniero 
José Luis García Lozano 
Por su ayuda asesoría en el desarrollo numérico. 
 
A los ingenieros: 
Ing. Ramón Ramírez, el Ing. Ruy Caballero y Víctor Verduzco compañero de la sección 
Por facilitarme sus instalaciones y equipo. 
 
Y al 
CONACyT 
Por el apoyo económico. 
 
 
Resumen i 
 
 
Análisis numérico experimental de aceros de alta resistencia 
derivados de conformación plástica sometidos a procesos de arranque de viruta 
Resumen 
Desde la revolución industrial se han realizado investigaciones referentes a los procesos de arranque 
de viruta, donde se han buscado la mejora del proceso, y optimización del materiales, las 
aplicaciónes y funcionabilidad de la herramienta y un sin número de parámetros de corte. En este 
sentido, los procesos de corte de viruta inducen esfuerzos residuales en la superficie del material de 
trabajado. La principal causa es la transformación de fase por el incremento de la temperatura y las 
elevadas deformaciones. Los esfuerzos residuales en tensión, son no deseados, ya que ayudan en la 
nucleación y generación de grietas, este trabajo de tesis realiza un análisis numérico-experimental 
sobre la inducción de esfuerzos residuales en procesos de corte de viruta en materiales inoxidables 
específicamente en un acero AISI 316L. 
 
El caso de estudio son probetas no estandizadas. Las probetas fueron manufacturadas en un centro 
de maquinado CNC con las siguientes condiciones de corte Vc = 160 m/min, una profundidad de 1, 
2 y 3mm. El análisis numérico se realiza manejando ABACUS/Explicit, dos modelos por cada 
profundidad de corte son ejecutados: un modelo Isotrópico y un modelo Cinemático. Se hace una 
selección nodal vertical a una profundidad de 1.2mm para graficar el esfuerzo-longitud en un estado 
de descarga. 
 
El análisis experimental obtiene la relajación de los esfuerzos residuales por el método de respuesta 
de grieta (CCM) por sus siglas en ingles, el método consiste en hacer un corte mediante un proceso 
de electroerosión, sobre la superficie a estudiar, obteniendo una lectura de microdeformaciones (μ) 
mediante una galga extensométrica y un puente de Wheatstone, así estas deformaciones son 
calculadas para obtener los esfuerzos residuales dentro del material. Posteriormente son graficados 
los resultados. 
 
 
Abstract ii 
 
 
Análisis numérico experimental de aceros de alta resistencia 
derivados de conformación plástica sometidos a procesos de arranque de viruta 
Abstract 
Since the industrial revolution there have been research into the metal cutting processes, in which 
have sought to process improvement and optimization of materials, application and operation of the 
tool and a number of cutting parameters. In this sense, the metal cutting process induces residual 
stresses at the surface of the material worked. The main cause is the phase transformation by 
increasing the high temperature and deformation. Residual stresses in tension are unwanted, as they 
promote the nucleation and propagation of cracks. This thesis has carried out numerical-
experimental analysis on the induction of residual stresses in chip cutting process in a stainless 
materials specifically steel AISI 316L. 
 
The case of study was done in not standardized specimens. The specimens were manufactured on a 
(CNC) machining center with the following cutting conditions Vc = 160 m / min, and a depth of 1, 2 
and 3mm. The numerical analysis is developed using ABACUS/Explicit, two models for each depth 
of cut are executed: a model isotropic and a kinematic model. One nodal selection is made vertical 
to a depth of 1.2mm to plot the stress-length in an unloading state. 
 
The experimental analysis is getting of yielding relaxing of residual stresses by the crack response 
method (CCM), the method is to cut through a process of electro-discharge (EDM) on the surface to 
study, getting a reading of micro deformations (μ) by a strain gauge and Wheatstone bridge, and 
these deformations are calculated to obtain the residual stresses within the material. They are then 
graphed the results. 
 
 
Objetivos iii 
 
 
Análisis numérico experimental de aceros de alta resistencia 
derivados de conformación plástica sometidos a procesos de arranque de viruta 
Objetivos: 
 
Objetivo General 
 
 Evaluar el campo de esfuerzos residuales por efecto de un proceso de corte de viruta en 
un material inoxidable AISI 316L. 
 
Objetivos Particulares 
 
 Revisar el estado del arte referente al proceso de corte de viruta en casos que se estimen los 
esfuerzos residuales. 
 Determinar el campo de esfuerzos residuales por el método de elemento finito (MEF). 
 Manufactura de las probetas. 
 Preparación de las muestras para registrar las micro-deformaciones. 
 Electroerosión de las probetas y determinar el campo de esfuerzos residuales mediante el 
método de respuesta de grieta (CCM). 
 
 
 
 
Justificación iv 
 
 
Análisis numérico experimental de aceros de alta resistencia 
derivados de conformación plástica sometidos a procesos de arranque de viruta 
Justificación: 
 
En general elementos mecánicos son calculados con herramientas clásicas para el diseño, existen 
componentes que su geometría esta comprometida y no siempre se puede alterar entonces el diseño 
mecánico se enfoca en aleaciones de materiales y procesos de manufactura para satisfacer las 
necesidades estructurales del componente. 
 
Los procesos de manufactura como el corte de virutapuede tener repercusiones no deseadas, causar 
que un buen diseño mecánico falle sin razón aparente, el desprendimiento de viruta causa esfuerzos 
residuales en la superficie mecanizada, malos parámetros de corte pueden hacer que el campo de 
esfuerzos residuales sea de tensión, los esfuerzos residuales en tensión son capases de nuclear y 
propagar micro fisuras provocando que el componente falle, la profundidad de corte es un 
parámetro importante para aproximar una dimensión final, está en muchos casos es arbitraria y 
solo se enfoca en la obtención del elemento, las investigaciones del proceso de corte de viruta 
indican que el campo de esfuerzos residuales se encuentran en una profundidad variable, de acuerdo 
a las circunstancias del corte rondan alrededor de 0.0 a 1.5mm de profundidad con una tendencia de 
tensión por debajo de la superficie. Por lo tanto evaluar la profundidad de corte es motivo de 
estudio, en este trabajo se analizan la influjo que tiene el cambio de profundidad de corte en la 
estructura del material, a una profundidad especifica en un acero inoxidable de espesor conocido 
que tiene aplicaciones biomecánicas en la elaboración de prótesis. 
 
 
Contenido v 
 
 
Análisis numérico experimental de aceros de alta resistencia 
derivados de conformación plástica sometidos a procesos de arranque de viruta 
Índice General 
 
Resumen 
Abastrac 
Objetivo 
Justificación 
Índice General 
Índice de Figuras 
Índice de Tablas 
Introducción 
 
 
i 
ii 
iii 
iv 
v 
viii 
xi 
xii 
 
Capítulo I 
I.1.- Esfuerzos residuales en procesos de corte de viruta 
I.2.- Análisis de esfuerzos residuales por método de elementos finitos 
I.3.- Análisis numéricos relacionados 
I.4.- Endurecimiento por deformación y efecto Bauschinger 
I.5.- Efecto Bauschinger y esfuerzos residuales 
I.6.- Planteamiento del problema 
I.7.- Sumario 
I.8.- Referencias 
 
2 
9 
14 
16 
20 
21 
22 
22 
 
Capítulo II 
II.1.- Corte ortogonal y corte oblicuo 
II.2.- Ángulo de corte 
II.3.- Modelo de fuerzas en corte ortogonal propuesto por Merchant 
II.4.- Distribución de los esfuerzos 
II.5.- Formación de Viruta 
II.6.- Deformación plástica 
II.7.- Modelo de corte de viruta propuesto por Astakhov 
II.7.1.- Deformación plástica Ppd 
II.7.2.- Fricción en la interface de la herramienta y viruta PfF 
 
II.7.3.- Fricción en la interface herramienta y la pieza de trabajo PfF 
II.7.4.- Formación de nuevas superficies Pch 
 
II.8.- Transferencia de calor en corte de viruta 
 
27 
30 
32 
34 
36 
37 
42 
42 
43 
45 
46 
46 
Contenido vi 
 
 
Análisis numérico experimental de aceros de alta resistencia 
derivados de conformación plástica sometidos a procesos de arranque de viruta 
II.9.- Deformación termo-mecánica 
II.10.- Esfuerzos residuales 
II.11.- Efecto Bauschinger 
II.12.- Endurecimiento por deformación 
II.13.- Reglas de endurecimiento 
II.14.- Sumario 
II.15.- Referencias 
50 
51 
57 
58 
58 
60 
61 
 
Capítulo III 
III.1.- El Método de Elementos Finitos (MEF) 
III.2.- Procedimiento para el análisis de problemas mecánicos 
III.3.- Descripción del Modelo acoplado Euleriano-Lagrangiano (CEL) 
III.4.- Método Euleriano-Lagrangiano (CEL) 
III.5.- Geométrica y propiedades mecánicas de la probeta 
III.6.- Consideraciones del modelo Euleriano-Lagrangiano (CEL) 
III.7.- Procedimiento de obtención de resultados 
III.8.- Sumario 
III.9. - Referencias 
 
65 
66 
66 
68 
69 
72 
72 
79 
80 
 
Capítulo IV 
IV.1.- Desarrollo de la evaluación experimental 
IV.2.- Determinación del material y geometría del espécimen 
IV.3.- Tratamiento térmico 
IV.4.- Determinación de la dureza 
IV.5.- Mecanizado de las probetas 
IV.5.1.- Parámetros de mecanizado 
IV.6.- Pegado de galgas extensométricas 
IV.7.- Método CCM (corte por electroerosión) 
IV.8.- Generalidades sobre esfuerzos residuales 
IV.8.1.- Origen de los esfuerzos residuales 
II.8.2.- Clasificación de los esfuerzos residuales 
II.9.- Medición de los esfuerzos residuales 
 
83 
83 
85 
85 
86 
89 
90 
91 
93 
94 
95 
96 
Contenido vii 
 
 
Análisis numérico experimental de aceros de alta resistencia 
derivados de conformación plástica sometidos a procesos de arranque de viruta 
IV.9.1.- Métodos destructivos 
IV.9.2.- Métodos semi-destructivos 
IV.9.3.- Métodos no destructivos 
IV.10.- El método de respuesta de grieta 
IV.10.1.- Generalidades del método de respuesta de grieta CCM 
IV.10.2.- Teoría del método del CCM 
IV.10.3.- Solución analítica del método CCM (método inverso incremental) 
IV.10.4.- Solución polinomial global para el método inverso 
IV.11.- Cálculo de las respuestas 
IV.12.- Desarrollo y evaluación experimental 
IV.15.- Sumario 
IV.16.- Referencias 
96 
96 
96 
97 
97 
98 
99 
101 
102 
106 
111 
111 
 
Capítulo V 
 
V.1.- Discusiones 
V.2.- Conclusiones 
V.3.- Conclusiones generales 
V.4.- Referencias 
 
 
115 
116 
118 
119 
 
Trabajos Futuros 
121 
 
Índice de Figuras viii 
 
 
Análisis numérico experimental de aceros de alta resistencia 
derivados de conformación plástica sometidos a procesos de arranque de viruta 
Índice de Figuras 
Capítulo I 
Figura I.1.- Ejemplos de máquinas de arranque de viruta. a) Torno de tornillo de corte 
(Maudslay). b) Torno control numérico computarizado (CNC) 
Figura I.2.- Principio de creación de esfuerzos residuales bajo cargas de corte 
Figura I.3.- Principio de creación de esfuerzos residuales bajo cargas puramente 
Figura I.4.- Viruta de un acero duro 
Figura I.5.- Formación automática de la viruta (mallado) 
Figura I.6.- Comparación experimental y numérica de la morfología de la viruta en un acero 
AISI 316L. a) Morfología de la viruta variando las constantes para la ecuación de Johnson–
Cook. b) Morfología de la viruta en un ensayo experimental 
Figura I.7.- Modelado de una herramienta de corte por elemento finito 
Figura I.8.- Efecto Bauschinger 
 
 
2 
3 
4 
5 
9 
 
 
13 
15 
18 
Capítulo II 
Figura II.1.- Tipos de corte. a) Corte ortogonal. b) Corte oblicuo 
Figura II.2.- Restricción del área de corte 
Figura II.3.- Influencia de la amplitud del radio en el flujo de la viruta 
Figura II.4.- Influencia del ángulo de corte en el flujo de la viruta 
Figura II.5.- Esquema para el promedio del ángulo de corte 
Figura II.6.- Modelo de fuerza ortogonal propuesto por Merchant 
Figura II.7.- Esfuerzos en la pieza de trabajo 
Figura II.8.- Cuatro tipos básicos de viruta 
Figura II.9.- La herramienta de corte comienza avanzar en la pieza de trabajo 
Figura II.10.- Zona primaria y secundaria de deformación 
Figura II.11.- Desarrollo del cortante de una estructura 
Figura II.12.- Modelo de Zorev para la deformación de viruta 
Figura II.13.- Geometría del modelo de corte con el borde del radio de la herramienta 
Figura II.14.- Esquema de deformación de viruta de corte 
Figura II.15.- Configuración de corte en torneado 
Figura II.16.- Zonas térmicas en el corte de viruta 
Figura II.17.- Modelo propuesto por Astakhov en el fenómeno térmico del corte de metal 
 
27 
28 
29 
29 
30 
32 
35 
36 
37 
37 
39 
39 
41 
43 
44 
47 
48 
Índice de Figuras ix 
 
 
Análisis numérico experimental de acerosde alta resistencia 
derivados de conformación plástica sometidos a procesos de arranque de viruta 
Figura II.18.- Formación de viruta Oxley 
Figura II.19.- Geometría esfuerzo plano en corte de viruta 
Figura II.20.- Esquema de Johnson esfuerzos de frontera 
Figura II.21.- Discretización del movimiento de herramienta dentro de la zona plástica BC 
Figura II.22.- Efecto Bauschinger 
Figura II.23.- Endurecimiento Isotrópico 
Figura II.24.- Endurecimiento cinemático 
51 
53 
54 
56 
58 
59 
60 
Capítulo III 
Figura III.1.- Movimiento del material dentro de la malla Euleriana 
Figura III.2.- Ensamble material- herramienta 
Figura III.3.- Penetración con perno. a) Malla Lagrangiano. b) Malla Euleriano 
Figura III.4.- Elemento EC3D8R el cual tiene 8 nodos 
Figura III.5.- Geometría de estudio y parámetros de maquinado 
Figura III.6.- Flexión pura en cuatro puntos 
Figura III.7.- Geometría ensamble herramienta-material con mallado Euleriano-Lagrangiano 
Figura III.8.- Selección de nodos en el material de trabajo 
Figura III.9.- Formación de la viruta en un modelo isotrópico 
Figura III.10.- Formación de la viruta en un modelo Cinemático 
Figura III.11.- Esfuerzos residuales para modelo Isotrópico profundidad de corte 1, 2 y 3mm 
Figura III.12.- Esfuerzos residuales para modelo Cinemático profundidad de corte 1, 2 y 3mm 
Figura III.13.- Esfuerzos residuales para una profundidad de corte de 1mm 
Figura III.14.- Esfuerzos residuales para una profundidad de corte de 2mm 
Figura III.15.- Esfuerzos residuales para una profundidad de corte de 3mm 
 
66 
67 
68 
69 
70 
71 
73 
73 
74 
75 
76 
77 
78 
78 
79 
Capítulo IV 
Figura IV.1.- Metodología para el análisis experimental 
Figura IV.2.- Geometría del espécimen 
Figura IV.3.- Horno continuo al vacío MAHLER 
Figura IV.4.- Durómetro Wilson/Rockwell 
Figura IV.5.- Centro de maquinado CNC 
Figura IV.6.- Prensa de precisión matricera 
 
83 
85 
86 
86 
87 
87 
Índice de Figuras x 
 
 
Análisis numérico experimental de aceros de alta resistencia 
derivados de conformación plástica sometidos a procesos de arranque de viruta 
Figura IV.7.- Inserto APLX 100308 TR Lamina Technologies 
Figura IV.8.- Montaje en la mesa de trabajo del CNC 
Figura IV.9.- Posición de galga extensométrica 
Figura IV.10.- Recubrimiento de la galga extensométrica 
Figura IV.11.- Puente de Wheatstone configurado con galga extensométrica 
Figura IV.12.- Equipo de electroerosión CHMER de 50 Amp y puente de Wheatstone 
Figura IV.13.- Montaje de la probeta para la erosión 
Figura IV.14.- Inducción de esfuerzos residuales 
Figura IV.15.- Matriz de esfuerzos residuales 
Figura IV.16.- Terminología y sistema de coordenadas del método de respuesta de grieta 
aplicado a una viga prismática 
Figura IV.17.- Corte por electroerosión en el método CCM 
Figura IV.18.- Representación esquemática de la aplicación del CCM a) Componente con 
esfuerzos residuales. b) Componente inducido con una grieta y el reacomodo de esfuerzos 
residuales 
Figura IV.19.- Cuerpo en 2D con un corte profundo para liberar esfuerzos residuales. El 
cambio de deformación se mide en el punto M 
Figura IV.20.- Medición de la deformación cerca del corte en la cara superior y sobre la cara 
posterior 
Figura IV.21.- Tira metálica sometida a una grieta en el borde para la superficie de carga y 
fuerzas virtuales 
Figura IV.22.- Probeta erosionada 
Figura IV.23.- Gráfica resultados para las deformaciones por CCM muestras A, B y C 
Figura IV.24.- Gráfica para las deformaciones por medio CCM muestras D, E y F 
Figura IV.25.- Gráfica para las deformaciones por medio CCM muestras I, J y K 
Figura IV.26.- Gráfica de esfuerzos residuales corte de1mm muestras A, B y C 
Figura IV.27.- Gráfica de esfuerzos residuales corte de 2mm muestras D, E y F 
Figura IV.28.- Gráfica comparativa de esfuerzos residuales corte de 3mm muestras I, J y K 
Figura IV.29.- Gráfica de mínimos esfuerzos residuales 
Figura IV.30.- Gráfica de mínimos esfuerzos residuales 
88 
88 
90 
90 
91 
92 
93 
94 
96 
 
97 
98 
 
 
99 
 
100 
 
102 
 
103 
106 
106 
107 
107 
108 
109 
109 
110 
110 
 
Índice de Figuras xi 
 
 
Análisis numérico experimental de aceros de alta resistencia 
derivados de conformación plástica sometidos a procesos de arranque de viruta 
Índice de Tablas 
 
 
Capítulo III 
Tabla III.1.- Propiedades mecánicas para el acero AISI 316L 
Tabla III.2.- Valores para el modelo de endurecimiento cinemático 
 
71 
76 
 
Capítulo IV 
Tabla IV.1.- Composición química del acero 316L 
Tabla IV.2.- Propiedades mecánicas del acero 316L 
Tabla IV.3.- Condiciones de corte 
Tabla IV.4.- Condiciones de trabajo para la electroerosión 
 
84 
84 
89 
92 
 
Capítulo V 
Tabla IV.1.- Valores de los esfuerzos residuales en la superficie de las probetas 
 
116 
 
Introducción xii 
 
 
Análisis numérico experimental de aceros de alta resistencia 
derivados de conformación plástica sometidos a procesos de arranque de viruta 
Introducción: 
 
El mecanizado es un proceso altamente explotado hoy en día, el auge en el mejoramiento de 
materiales de corte, diseño de herramientas más eficientes, mejora de paramentos de corte, 
optimización de las condiciones de corte, así como modificar la composición química de los 
materiales a sido el trabajo de investigación desde la revolución industrial, uno de los primeros 
investigadores que trato el tema fue Cocquilhat quien en 1851 determinó la cantidad de trabajo 
necesario para remover un volumen de material en una operación de barrenado, luego Mallock en 
1881 [1] investigó la formación de virutas y su estructura, en su trabajo hace referencia a la fricción 
herramienta-material además hace una diferencia entre corte y cizallamiento, no es sino hasta 
recientes fechas que se ha descubierto la influencia que el corte de viruta tiene sobre la estructura 
superficial del material de trabajo, Henriksen [2] estableció que los efectos térmicos y mecánicos 
juegan un papel importante en la inducción de los esfuerzos residuales, y que los esfuerzos 
residuales por efecto mecánico son más significativos. 
 
Algunos autores encuentran que la forma de la herramienta puede variar el campo de esfuerzos 
residuales, Lui y Barash [3] determinaron un patrón de esfuerzos residuales por: 
 
 Profundidad en el corte 
 Geometría de la herramienta 
 Longitud de corte 
 Desgaste de la herramienta 
 
Los resultados obtenidos de Lui y Barash indicaron que pequeñas profundidades de corte no 
necesariamente producen bajos esfuerzos residuales 
 
Los adelantos en la tecnología de herramientas a tenido un impacto significativo, con el 
recubrimiento de los insertos M´Saoubi [4] investigaron el efecto del recubrimiento de la 
herramienta, la geometría de está y la velocidad de corte, ensayaron una probeta sin el uso de 
refrigerantes concluyeron que el efecto de los esfuerzos residuales fue asociado a deformaciones 
Introducción xiii 
 
 
Análisis numérico experimental de aceros de alta resistencia 
derivados de conformación plástica sometidos a procesos de arranque de viruta 
plásticas en la superficie de trabajo y a efectos térmicos locales generados durante el corte. Este 
estudio emplea un inserto con recubrimiento de Alonitruro de titanio TiAlN. 
 
 Los esfuerzos residuales afectan la resistencia a la fatiga en componentes mecánicosSasahara [5] 
realizó ensayos que se enfocaron en las condiciones a fatiga de varios tipos de corte, los resultados 
indicaron que es posible obtener una larga resistencia a la fatiga en partes maquinadas con un 
minucioso acabado también mostraron que es posible obtener endurecimiento en la superficie solo 
con el cambio de la geometría de la herramienta. 
 
El análisis numérico es una herramienta empleada en la predicción de esfuerzos residuales por corte 
de viruta, existen hoy en día paquetes de computo con módulos destinados a procesos de corte de 
viruta, paquetes como ABAQUS/Explicit es usado con buenos resultados la predicción de los 
esfuerzos residuales, Mohamed y colaboradores [6] realizaron un análisis Arbitrario-Larangiano-
Euleriano (ALE) el análisis se enfoco en el radio del borde de la herramienta y el efecto que tiene en 
los esfuerzos residuales, encontraron que los esfuerzos residuales son producto de efectos térmicos 
y deformación plástica. 
 
El comportamiento mecánico del material es un factor importante en el análisis mediante el método 
de elemento finito (MEF) el cambio de una variable puede afectar los resultados, Umbrello y 
coautores [7] variaron cinco constantes de la ecuación constitutiva Johnson-Cook los resultados 
mostraron que los esfuerzos residuales son sensibles a la variación de la ecuación constitutiva 
Johnson-Cook. 
 
Un modelo de corte ortogonal es usado para simplificar el cálculo, Merchant [8] propuso un círculo 
de fuerzas en modelos de corte ortogonal para calcular las fuerzas de corte, encontró que la fuerza 
cortante de la viruta tiene un ángulo específico. La fuerza resultante indica la en un modelo 
ortogonal de corte define la dirección de la deformación elasto-plástica con esfuerzos de 
compresión mientras en la parte posterior a la dirección de corte esfuerzos en tensión son llevados 
[9] [10]. 
 
Introducción xiv 
 
 
Análisis numérico experimental de aceros de alta resistencia 
derivados de conformación plástica sometidos a procesos de arranque de viruta 
La formación de viruta puede ser un punto clave en proceso de corte la alta velocidad de remoción 
de material, una viruta continua no es conveniente porque interfiere en el proceso enredándose en la 
herramienta o en el material, mientras que una viruta discontinua no entorpece el proceso, la viruta 
acumulada en el borde puede causar la fractura de herramienta al desprenderse de esta, [11] este 
tipo de viruta es característica del material usado en este estudio. 
 
Los esfuerzos residuales son inducidos por diversos métodos de manufactura, en corte de viruta los 
esfuerzos residuales se encuentran presentes en al superficie del componente por lo general estos 
son de tensión cambiando a compresión a medida que incrementa la profundidad. En este trabajo se 
evalúan los esfuerzos residuales y la tendencia a medida que se incrementa la profundidad, para ello 
en el capítulo III se hace un análisis numérico con un modelo Acoplado Euleriano-Lagrangiano 
(CEL) utilizando dos diferentes reglas de endurecimiento y un análisis experimental en el capítulo 
IV aplicando el método de respuesta de grieta (CCM) para evaluar el campo de esfuerzos 
residuales, además se describe el procedimiento del desarrollo experimental de la aplicación del 
método de respuesta de grieta (CCM). 
 
V.3.- Referencias 
1. Mallock, A., The action of cutting tools, Proceedings of the Royal Society, London, Vol. 33, pp 
127-139, 1881. 
2. Henriksen, E. K., Residual stresses in machined surfaces, American Society of Mechanical 
Engineers Transactions, Vol. 73, No. 1, pp 69-76, 1951. 
3. Liu, C. R. y Barash, M. M., Variables governing patterns of mechanical residual stress in a 
machined surface, Journal of Engineering for Industry, Transactions ASME, Vol. 104, No. 3, pp 
257-264, 1982. 
4. M´Saoubi, R., Outeiro, J. C., Changeux, B., Lebrun, J. L. y Morao-Dias, A., Residual stress 
analysis in orthogonal machining of standard and resulfurized AISI 316L steels, Journal of 
Materials Processing Technology, Vol. 96, No. 1-3, pp 225-233, 1999. 
5. Sasahara, H., The effect on fatigue of residual stress and surface hardness resulting from 
different cutting conditions 0.45% Carbon steel, International Journal of Machine Tool and 
Manufacture, Vol. 45, pp 131-136, 2005. 
Introducción xv 
 
 
Análisis numérico experimental de aceros de alta resistencia 
derivados de conformación plástica sometidos a procesos de arranque de viruta 
6. Mohamed, N. A., Ng, E. G. y Elbestawi, M. A., Modeling the effects of tool-edge radius on 
residual stresses when orthogonal cutting AISI 316L, International Journal of Machine Tools & 
Manufacture, Vol. 47, No. 2, pp 401-411, 2007. 
7. Umbrello, D., Saoubi, R. M. y Outeiro, J. C., The influence of Johnson–Cook material constants 
on finite element simulation of machining of AISI 316L steel, International Journal of Machine 
Tools & Manufacture, Vol. 47, No. 3-4, pp 462-470, 2007. 
8. Stein, J.; y Huh, K., Monitoring cutting forces in turning: A model-based approach, Journal of 
Manufacturing Science and Engineering. Vol. 124, No. 1, pp 26-31, 2002. 
9. Metals Handbook, ASM Handbook, Vol. 16, pp 8-16,19th ed. ASM International, 1995. 
10. Davim, J. P., Machining Fundamental and Recent Advances, Ed. Springer-Verlag, London 
Limited, pp 68-71, 2008 
11. El-Axir, M. H., A Method of modeling residual stress distribution in turning for different 
materials, Journal of Machine Tools and Manufacture, Vol. 42, pp 1055-1063, 2002. 
 
CAPÍTULO I ESTADO 
DEL ARTE 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Capítulo I 2 
 
Análisis numérico experimental de aceros de alta resistencia 
derivados de conformación plástica sometidos a procesos de arranque de viruta 
I.1.- Esfuerzos residuales en procesos de corte de viruta 
Entre los procesos de transformación de materia prima a un producto final, la remoción de material 
es de los más explotados y se valen de máquinas herramientas que evolucionan rápidamente (Figura 
I.1). 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura I.1.- Ejemplos de máquinas de arranque de viruta. 
a) Torno de tornillo de corte (Maudslay). b) Torno control numérico computarizado (CNC). 
 
 
Desde la revolución industrial se han realizado investigaciones referentes a los procesos de arranque 
de viruta, donde se han buscado la mejora del proceso, el daño y optimización del materiales, la 
aplicación y funcionabilidad de la herramienta y un sin número de parámetros de corte. En este 
sentido, los procesos de corte de viruta inducen esfuerzos residuales en la superficie del 
componente trabajado. La principal causa en la inducción de un campo de esfuerzos residuales es la 
transformación de fase por el incremento de la temperatura y las elevadas deformaciones en la 
superficie del componente que sufren al realizar el proceso de arranque de viruta. Las elevadas 
deformaciones y los esfuerzos residuales, de manera general, son no deseados. Estos son el 
resultado de las condiciones inherentes al maquinado. Por lo que el campo de esfuerzo residual 
introducido en la superficie del material es un factor muy importante en la determinación del 
rendimiento de la vida útil de un componente mecánico [I.1]. 
 
Rech y colaboradores [I.2] realizaron un trabajo de investigación sobrela integridad de la superficie 
de trabajo de un espécimen. En el cual, definen los esfuerzos residuales como esfuerzos mecánicos 
b) a) 
Capítulo I 3 
 
Análisis numérico experimental de aceros de alta resistencia 
derivados de conformación plástica sometidos a procesos de arranque de viruta 
en un cuerpo sólido, el cual no está expuesto a fuerzas, momentos, torques y gradientes de 
temperatura externos. Los procesos tales como torneado, fresado y barrenado incluyen fenómenos 
como deformación plástica (aún a bajas velocidades de corte). En la Figura I.2, se muestra el 
impacto mecánico de procesos de corte en operaciones de torneado, donde la zona O, A y B se 
encuentra en compresión, mientras que la zona C, D y E está en tensión, cuando la herramienta se 
aleja de la superficie aparece la zona E y F. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura I.2.- Principio de creación de esfuerzos residuales bajo cargas de corte [I.2]. 
Evolución del estado 
de esfuerzos 
B A 
Esfuerzos 
Residuales 
Y 
Tensión Compresión 
Herramienta 
 
Viruta 
O 
Superficie de maquinado 
xx 
Flujo de material 
F 
E 
D 
C 
X 
Deformación 
C 
D E 
A 
B 
F 
O 
Esfuerzo 
Capítulo I 4 
 
Análisis numérico experimental de aceros de alta resistencia 
derivados de conformación plástica sometidos a procesos de arranque de viruta 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura I.3.- Principio de creación de esfuerzos residuales bajo cargas puramente térmicas [I.2]. 
 
Según Rech [I.2] los esfuerzos residuales se deben a la presión ejercida en la cara de corte. El 
material es plásticamente deformado por compresión enfrente de la herramienta de corte, mientras 
que es tensionado atrás de la herramienta. Cuando la superficie no está expuesta a ninguna fuerza 
Esfuerzos 
Residuales 
Esfuerzo 
Evolución del estado 
de esfuerzos 
B 
A 
Y 
Compresión 
Herramienta 
 
Viruta 
O 
Superficie de maquinado 
xx 
Flujo de material 
D 
C 
X 
Deformación 
C 
D 
A 
B 
O 
Compresión 
Capítulo I 5 
 
Análisis numérico experimental de aceros de alta resistencia 
derivados de conformación plástica sometidos a procesos de arranque de viruta 
los esfuerzos residuales en compresión permanecen en la superficie y para mantener el equilibrio 
del sistema los esfuerzos residuales en tensión se manifiestan en el interior del material. Los efectos 
térmicos tienen una acción diferente comparada con los efectos mecánicos (Figura I.3), durante el 
proceso de corte altos gradientes de temperatura existen, cuando la superficie regresa a temperatura 
ambiente los esfuerzos en tensión permanecen en la superficie, consecuentemente los esfuerzos de 
compresión se manifiestan para mantener el equilibrio. 
 
Los primeros estudios sobre los procesos de maquinado se deben a Cocquilhat. En sus estudios 
determinó la cantidad de trabajo necesario para remover un volumen de material en una operación 
de barrenado. Mientras los esfuerzos de corte en procesos de maquinado fueron investigados por 
Henriksen [I.3], en este trabajo se analizó el efecto que soporta un acero al bajo Carbón al ser 
maquinado ortogonalmente. Henriksen estableció que los efectos térmicos y mecánicos juegan un 
papel importante en el desarrollo de los esfuerzos residuales y concluyó que los esfuerzos residuales 
por efecto mecánico son más relevantes. 
 
Más tarde, Mallock [I.4] analizó una amplia variedad de virutas en su formación (Figura I.4). 
Inspeccionó virutas de Hierro forjado, latón, Cobre, Plomo, Zinc, parafina dura, jabón y arcilla. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura I.4.- Viruta de un acero duro [II.4]. 
 
Mallock en el desarrollo de su investigación, baño en ácido nítrico a las virutas, con lo cual observó 
su estructura interna (con la utilización de un microscopio óptico de 5x de aumento). En este trabajo 
Capítulo I 6 
 
Análisis numérico experimental de aceros de alta resistencia 
derivados de conformación plástica sometidos a procesos de arranque de viruta 
define, que la acción de fricción entre la herramienta y el material son determinantes en la 
formación de viruta. Además, hace una diferencia entre corte y cizallamiento en la formación de 
viruta, concluyendo que para una profundidad de corte pequeña el ángulo de la herramienta no es 
importante. Conjuntamente se observó que utilizando lubricante se reduce la fricción entre la 
herramienta y el material. Mientras que la velocidad de arranque de viruta, la profundidad de corte 
y el incremento de temperatura son aspectos que favorecen la formación de esfuerzos residuales. 
 
Liu y Barash [I.5] encontraron que se puede determinar el patrón de esfuerzos residuales en una 
superficie maquinada por cuatro parámetros: 
 
 La longitud del corte. 
 La geometría de la herramienta. 
 La profundidad del corte. 
 Desgaste de la herramienta. 
 
El trabajo hace referencia al incremento de temperatura por desgaste del perfil de la herramienta. 
Además encuentran que pequeñas profundidades de corte no necesariamente produce bajos 
esfuerzos en la superficie. 
 
La formación de viruta está relacionada a procesos de deformación plástica, la formación de virutas 
en bandas cortantes son consideradas benéficas en la remoción de volumen de material. La 
formación de virutas en cintas continuas son problemáticas en procesos de alta remoción de 
material, Bayoumi y colaboradores [I.6] realizaron un análisis metalúrgico en aleaciones de Ti-6Al-
4V. Los resultados obtenidos demostraron que, una no-disfuncional fase de transformación ocurre 
debido al cambio en la estructura durante la formación de viruta. Igualmente observaron que las 
condiciones de corte son importantes para la formación de bandas cortantes. 
 
Por su parte, Jang experimentó en un acero inoxidable AISI 304 [I.7], determinó el efecto de los 
parámetros de maquinado, estableciendo que la forma de la herramienta y el afilado tiene una fuerte 
influencia en los esfuerzos residuales en la superficie. 
 
Capítulo I 7 
 
Análisis numérico experimental de aceros de alta resistencia 
derivados de conformación plástica sometidos a procesos de arranque de viruta 
Los esfuerzos residuales en corte ortogonal en un acero AISI 316L sulfurado fueron investigados 
por M´Saoubi y colaboradores [I.8]. Ellos estudiaron el rol que juegan los paramentos de corte, 
principalmente la velocidad de corte, el avance, la geometría de la herramienta y el recubrimiento 
de la herramienta. La profundidad de los esfuerzos residuales fue determinada por difracción de 
rayos X, el efecto de las condiciones de corte y herramienta fueron relacionados con mecanismos 
térmicos registrados durante los ensayos de corte, los valores de los esfuerzos residuales en tensión 
fueron alrededor de 800 MPa asociados a la deformación plástica en la superficie de trabajo, los 
esfuerzos en tensión fueron atribuidos a efectos térmicos locales derivados de la generación de calor 
durante el corte. 
 
El-Axir [I.9] efectúa un trabajo analítico-experimental sobre la predicción de esfuerzos residuales, 
utiliza 5 diferentes materiales (acero inoxidable 304, acero-37, aleación de Aluminio 7001 y 2024 y 
latón), parael proceso de torneado se maquinaron 5 muestras, para después montarlas en un 
mandril. Con objeto de relevar de esfuerzos residuales, las probetas fueron sometidas a tratamiento 
térmico de revenido, la parte analítica propone un modelo el cual sugiere que la distribución de los 
esfuerzos residuales, así como la profundidad de los esfuerzos residuales son función de parámetros 
de maquinado. El modelo propuesto indica que los esfuerzos residuales a lo largo de la profundidad 
responden a una función polinominal. El propósito del procedimiento experimental fue determinar 
lo parámetros usados en la función polinominal. 
 
Liu y colaboradores [I.10] investigaron los efectos del radio de la herramienta y el desgaste, sobre la 
distribución de los esfuerzos residuales en el torneado de acero para rodamientos. Se 
experimentaron con tres diferentes radios (0.4, 0.8 y 1.2 mm). Los esfuerzos residuales bajo la 
superficie fueron medidos utilizando difracción de rayos X y técnicas de electro-pulido. La 
profundidad de corte fue de 0.1 y 0.2 mm y los resultados obtenidos mostraron que el radio de la 
herramienta afecta significativamente la distribución de los esfuerzos residuales. Además 
mencionan que el desgaste de la punta de la herramienta incrementa la fricción, las fuerzas de corte 
y la distribución de los esfuerzos residuales a lo largo de la superficie. Asimismo, el incremento de 
la fricción causo un incremento en los procesos de energía térmica. 
 
Capítulo I 8 
 
Análisis numérico experimental de aceros de alta resistencia 
derivados de conformación plástica sometidos a procesos de arranque de viruta 
Dahlman y colaboradores [I.11] trabajaron sobre el ángulo de barrido (careado) en una operación de 
torneado. Se utilizó un acero AISI 52100, con una dureza de 62 HRC, un diámetro interior de 180 
mm y exterior de 340 mm. Los especímenes se maquinaron con una velocidad constate y los 
esfuerzos residuales fueron medidos con difracción de rayos X en la dirección del avance. El trabajo 
de investigación menciona que aumentar el avance en la velocidad de corte produce resultados 
significativos en los esfuerzos residuales a compresión. En general los esfuerzos residuales en 
tensión se ubicaron principalmente en la superficie. Sin embargo, a una profundidad de 5-10 µm 
sólo se observaron esfuerzos residuales en compresión. El cambio en el ángulo de -6° a -21° de la 
herramienta condujo a un incremento significativo de los esfuerzos residuales de 100 MPa a 600 
MPa respectivamente. Más tarde con un ángulo de -61° se incrementaron los esfuerzos en 
compresión a 1050 MPa, la profundidad de corte no generó diferencia en los niveles de esfuerzo. 
Los resultados indican que es posible controlar niveles de esfuerzos residuales mediante el control 
de la geometría y parámetros de corte. 
 
Los esfuerzos residuales afectan la resistencia a la fatiga en componentes mecánicos. Sasahara 
[I.12] investigó el efecto de las condiciones de torneado en la resistencia a la fatiga. El espécimen 
fue recosido por 1 hora a 1123 
o
K, para después maquinarlo en un torno de control numérico. El 
espécimen es un acero de 0.45% C, los ensayos se enfocaron en condiciones de fatiga bajo varios 
tipos de corte. Entonces la dureza de la superficie, el acabado y los esfuerzos residuales fueron 
medidos, los resultados obtenidos mostraron que es posible obtener una larga resistencia a la fatiga 
de partes maquinadas con un cuidadoso acabado solo con el establecimiento de condiciones de 
corte. Además, se observó que puede darse endurecimiento de la superficie con el cambio en la 
geometría de la herramienta. 
 
La medición de esfuerzos residuales en superficies maquinadas por fresado son reportados por Tang 
y asociados [I.13]. Ellos trabajaron con una aleación de aluminio 7050-T7451 y centraron su 
atención en la influencia de los parámetros de corte como velocidad de corte y avance. El resultado 
de los esfuerzos residuales fue medido por difracción de rayos X y técnicas de electro pulido, con el 
fin de correlacionar los esfuerzos residuales con fenómenos térmicos y mecánicos. Asimismo, 
midieron las fuerzas de corte con un dinamómetro y el campo de temperatura fue obtenida con la 
combinación de un sistema de termografía infrarroja y el método de elementos finitos. Utilizaron 
Capítulo I 9 
 
Análisis numérico experimental de aceros de alta resistencia 
derivados de conformación plástica sometidos a procesos de arranque de viruta 
tres diferentes revoluciones para la herramienta 4000, 12000, 16000 rpm con un diámetro de 20 mm 
y un radio de 3 mm, el avance fue de 0.1, 0.15, 0.2 mm/z con una profundidad de corte de 2 mm. 
Encontraron a 4000 rpm y un avance de 0.15 mm/z que la temperatura de las virutas fue de 172 °C, 
se corroboró con elemento finito empleando leyes constitutivas del material y un modelo de fricción 
los resultados concordaron 185.2 °C. Tang y colaboradores concluyen que una alta velocidad de 
corte puede inducir esfuerzos residuales en tensión en la superficie, mientras que el avance tiene 
una menor influencia, la temperatura interviene en la formación de esfuerzos residuales. Sin 
embargo el factor dominante son las cargas mecánicas. 
 
I.2.- Análisis de esfuerzos residuales por método de elementos finitos 
En los últimos años, el desarrollo computadoras y programas para fines de análisis de Ingeniería en 
diversos campos, como el caso del arranque de viruta, se han desarrollado rápidamente. El método 
del elemento finito MEF (Figura I.5) es un método de análisis que se remonta a los años 50s. Este 
método es una excelente herramienta en el análisis de problemas de Ingeniería. Sin embargo, no fue 
sino hasta la década de los 70s cuando se comenzaron hacer simulaciones numéricas empleando 
MEF [I.14]. 
 
 
Figura I.5.- Formación automática de la viruta (mallado) [II.23]. 
Viruta inicial 
Herramienta 
Viruta final 
Punta de viruta 
Capítulo I 10 
 
Análisis numérico experimental de aceros de alta resistencia 
derivados de conformación plástica sometidos a procesos de arranque de viruta 
Liu y Guo [I.15] efectuaron un análisis por MEF, investigaron el efecto de los cortes secuenciales y 
la fricción entre la viruta y herramienta sobre los esfuerzos residuales. Este análisis consistió en un 
modelo visco-plástico para un acero inoxidable AISI 304. Las propiedades fueron termo-eleasto-
plásticas. Además, se asignó un modelo de endurecimiento isotrópico y se analizó la formación de 
viruta las fuerzas de corte y la temperatura. Los investigadores encontraron que los esfuerzos 
residuales en tensión en la superficie maquinada, en el primer corte, pueden cambiar a compresión 
por la optimización del segundo corte. En sus estudios hallaron que los esfuerzos residuales 
decrecen de 80 MPa a tensión en la superficie para el primer corte hasta 10 MPa y en compresión 
en el segundo corte. Además, observaron que el estado de esfuerzos residuales en la superficie es 
sensible a las condiciones de fricción entre la herramienta y la viruta. Al utilizar un coeficiente de 
fricción de 0.7 µ los esfuerzos residuales en compresión fueron de 0.350 MPa en la superficie de la 
pieza de trabajo, mientras que con un coeficiente de fricción de 0.3 µ generaron esfuerzos en 
tensión a 0.2 MPa. El modelo sugiere que el primer corte produce endurecimiento por deformación 
en la superficie de la pieza. 
 
Shet y Deng [I.16] analizaron mediante el MEF un proceso de corte ortogonal bajo condiciones de 
deformación plana.Los resultados fueron comparados con análisis experimental de material 
bibliográfico. Se emplearon varios modelos; un modelo de fricción herramienta-viruta el cual fue 
modelado con una modificación de ley de Coulomb, la separación de la viruta por liberación nodal 
técnica basada en un criterio de esfuerzo, en la dependencia de temperatura se consideró ángulo de 
corte y coeficientes de fricción. Se consideraron 16 diferentes combinaciones de coeficientes de 
fricción y ángulos de corte. Estos fueron de 15, 20, 30 y 45°, los coeficientes de fricción 
considerados son de 0.0, 0.2, 0.4, y 0.6. Los resultados observados consistieron: 
 
1) El esfuerzo residual dominante es esfuerzo normal en la dirección del corte, este es en 
tensión en la superficie terminada. Apunta, que en determinados casos cuando el 
coeficiente de fricción es alto o el ángulo de corte es pequeño el esfuerzo residual 
principal puede ser sorpresivamente cero. 
 
Capítulo I 11 
 
Análisis numérico experimental de aceros de alta resistencia 
derivados de conformación plástica sometidos a procesos de arranque de viruta 
2) Los esfuerzos residuales son moderadamente afectados por la supresión y restricción 
del proceso de enfriamiento, los esfuerzos residuales están fuertemente controlados 
por su contraparte en estado estacionario. 
 
3) La fricción herramienta-viruta y el ángulo de barrido tiene efectos no lineales en los 
esfuerzos residuales, cuando el coeficiente de fricción tiene valores bajos o cuando el 
ángulo de corte es alto, estos no parecen tener una fuerte influencia en los esfuerzos 
residuales. 
 
Sasahara y coautores [I.17] hacen un trabajo sobre la predicción de esfuerzos residuales por MEF 
utilizando un modelo de corte ortogonal en la simulación. En su investigación exponen la variación 
de esfuerzos residuales sobre la superficie maquinada como consecuencia del radio de la 
herramienta, los resultados indican que para un radio pequeño de la herramienta la lectura de los 
esfuerzos en dirección perpendicular al corte fueron esfuerzos en compresión. Los esfuerzos 
residuales en la superficie decrecen con un cambio en el avance de la herramienta, los datos 
obtenidos en la simulación coincidieron con los obtenidos experimentalmente. 
 
Ee y colaboradores [I.18] evaluaron los esfuerzos residuales en una simulación numérica, 
escogiendo un modelo térmico elástico-visco-plástico, con el objeto de mejorar para la predicción 
de los esfuerzos residuales recurrieron a las siguientes modificaciones: 
 
1) Se utilizó la ecuación constitutiva de Johnson-Cook, el modelo es aumentado por un 
componente lineal elástico que describe el comportamiento del material como un 
fluido no-Newtoniano. 
 
2) Usando un régimen de remallado que simula el flujo de material en la vecindad del 
radio de la herramienta con el uso de un criterio de separación. 
 
3) Consideraron el efecto de acoplamiento termo-mecánico en la deformación. 
 
Capítulo I 12 
 
Análisis numérico experimental de aceros de alta resistencia 
derivados de conformación plástica sometidos a procesos de arranque de viruta 
Outeiro y asociados [I.19] manejaron el programa computacional DEFORM-2D, suponiendo un 
corte ortogonal con un código lagrangiano usado para simular procesos de conformado. Utilizaron 
un acero inoxidable AISI 316L, con un micro-estructura de tamaño de grano aproximado a 50 µm y 
con una dureza de 170 HV. Además, se presentó una ecuación de temperatura dependiente del 
módulo de Youg. El modelo termo-visco-plástico esta descrito por la ecuación constitutiva de 
Johnson-Cook y las constantes fueron obtenidos por Tounsi y coautores [I.20]. La prueba 
experimental incluyo herramienta de carburo de Tungsteno recubierto por deposición química de 
vapor (CVD) de triple capa TiC/Al2O3/Tin, TiN (ISO P05-P25) y sin recubrir (ISO M10-M30). Se 
utilizó un dinamómetro Kistler 9255B para medir las fuerzas de corte y una máquina de control 
numérico de 15 HP. Los esfuerzos residuales fueron evaluados para diferentes situaciones; 
velocidades de corte, ángulos de corte y para tres diferentes radios. Los resultados arrojaron que los 
esfuerzos residuales se incrementaron con la mayoría de los parámetros de corte utilizados, con la 
herramienta de triple recubrimiento se incrementó la velocidad de corte y los esfuerzos residuales 
aumentaron en 240 MPa, reduciendo el ángulo de -5° a 5° de corte, se redujeron los esfuerzos 
residuales en 140 MPa. Además, se analizaron cortes secuenciales y los esfuerzos residuales 
tendieron a aumentar en 280 MPa del primer al tercer corte. 
 
Mohamed y coautores [I.21] presentaron un análisis Arbitrario-Larangiano-Euleriano (ALE) 
manejando ABACUS/Éxplicit aplicaron un corte ortogonal en seco para un acero inoxidable AISI 
316L con una dureza de (160-170 HV), con modelado de formación de viruta continua y una 
ecuación constitutiva de Johnson-Cook. El tamaño de grano aproximado es de 50 µm, mientras que 
la herramienta utilizada fue un inserto de carburo de Tungsteno Kennametal K313. Las condiciones 
de corte fueron; radio de herramienta de 0.02, 0.05, 0.075, y 0.1mm, velocidad de corte 125 m/min y 
un ángulo de corte de 0°. El análisis se enfocó en el borde de la herramienta y el efecto que tiene en 
los esfuerzos residuales. Los resultados logrados se encontraron esfuerzos residuales en tensión 
cerca de la superficie, pasando a compresión a 140 µm de profundidad, el espesor de la capa 
deformada fue incrementando con relación al incremento del radio, lo que condujo a un aumento en 
los esfuerzos residuales en compresión sin alterar los de tensión, se produjo una zona de 
estancamiento en herramientas con poco filo. Esto explica el aumento de zangas en el material y 
material deformado plásticamente, lo que conduce al incremento de esfuerzos residuales. 
Capítulo I 13 
 
Análisis numérico experimental de aceros de alta resistencia 
derivados de conformación plástica sometidos a procesos de arranque de viruta 
Concluyen que el proceso de inducir esfuerzos residuales no solo se debe a gradientes térmicos o 
deformación mecánica sino es el resultado de ambos lo que hace más complejo el análisis. 
 
Umbrello y coautores [I.22] realizaron un análisis numérico experimental de un acero inoxidable 
AISI 316L los autores variaron 5 constantes de la ecuación constitutiva de Johnson-Cook que 
describen el comportamiento del material, estudiaron la morfología de la viruta (Figura I.6), la 
distribución de la temperatura y los esfuerzos residuales, en los ensayos experimentales utilizaron 
un dinamómetro para medir las fuerzas de corte, un sistema de imagen térmica para medir el 
cambio de temperatura y difracción de rayos X para determinar la magnitud de los esfuerzos 
residuales. El análisis de elemento finito, consideraron una formulación elástico-visco-plástica. Los 
resultados revelaron que los esfuerzos residuales son sensibles a variación de las constantes de la 
ecuación constitutiva Johnson–Cook. Por otro lado, se midió la magnitud de los esfuerzos 
residuales antes maquinar (cero en la dirección axial y alrededor de 200 MPa en la dirección 
circular), después en el proceso de simulación la medición a lo largo de la dirección de corte fue 
alrededor de 600 MPa y en dirección circunferencial de aproximadamente 900 MPa, ambas 
concuerdan con los datos experimentales. Sin embargo, algunos de los resultados de las constantes 
utilizadas no mostraron esfuerzos en compresión con relación a las mediciones experimentales.Figura I.6.- Comparación experimental y numérica de la morfología de la viruta en un acero AISI 
316L. a) Morfología de la viruta variando las constantes para la ecuación de Johnson–Cook. 
b) Morfología de la viruta en un ensayo experimental [I.22]. 
a) a) a) 
a) a) b) 
Capítulo I 14 
 
Análisis numérico experimental de aceros de alta resistencia 
derivados de conformación plástica sometidos a procesos de arranque de viruta 
Un modelo analítico es desarrollado por Ulutan y colegas [I.23] para la predicción de esfuerzos 
residuales en maquinado el trabajo expone la unión de las fuerzas de corte y un modelo termo-
mecánico. El modelo propuesto considera factores como: 
 
 La energía de corte creada en la primaria zona. 
 La fricción producida en la cara de contacto entre la herramienta y la viruta. 
 Con base en la primera ley de la Termodinámica hace un balance de energía entre la 
herramienta y la pieza de trabajo. 
 
La distribución de la temperatura en la pieza de trabajo herramienta y viruta se hace a través de 
diferencias finitas, los esfuerzos resultado de cargas térmicas y mecánicas son calculados usando 
un modelo elasto-plástico, el modelo es corroborado con resultados experimentales de la literatura. 
Rizzut y colaboradores [I.24] analizaron los esfuerzos residuales por medio de simulación numérica 
SFTC DEFORM-2D V.10 para un acero AISI 1045 de 200 HB de dureza. La validación del proceso 
fue verificada por la comparación numérica experimental de resultados obtenidos en la literatura. 
El análisis se centró en aspectos mecánico-térmicos, el documento menciona que la determinación 
de la temperatura es un aspecto clave que se debe tomar en cuenta. Sin embargo, una de las 
dificultades al modelar la temperatura en procesos de corte es el uso del modelo Larangiano-
Euleriano actual, es que sólo se puede modelar unos pocos milisegundos de corte incluso en 
simulaciones en 2D con corte ortogonal. El proceso fue en seco, con una herramienta de carburo 
sin recubrimiento usando diferentes bordes de radio 15, 30, 55 y 75 μm. Los resultados para una 
velocidad de 175 m/min, avance de 0.05 mm/rev y un radio de 55 mm se obtuvieron, los resultados 
de los esfuerzos residuales en tensión en la superficie fueron de 900 MPa, a una profundidad de 55 
µm cambiaron a compresión 150 MPa. 
 
I.3.- Análisis numéricos relacionados 
Kose y coautores [I.25] analizaron los efectos del avance en una herramienta corte, para un acero 
Inconel 718 con una dureza de 40-45 HRC. La distribución de los esfuerzos fue analizada por el 
método de elementos finitos utilizando un programa computacional (ANSYS 6.1). El modelo de la 
herramienta fue realizado en Mechanical Desktop 6 Power Pack, para luego mandarlo en como 
archivo“.iges” en ANSYS (Figura I.7), las propiedades de la herramienta fueron; E = 400 GPa y ν = 
Capítulo I 15 
 
Análisis numérico experimental de aceros de alta resistencia 
derivados de conformación plástica sometidos a procesos de arranque de viruta 
0.23 para un inserto cerámico, para el porta inserto; E = 210.7 GPa y ν = 0.28. Los resultados 
indican que los esfuerzos en el inserto cerámico aumentaron con el incremento del avance de la 
herramienta. Los resultados de las tensiones de Von Misses (SEQV) mostraron que el mayor valor 
de la tensión fue de 7294.8 MPa a una velocidad de corte de 500 m/min avance de 0.15 mm/rev y 2 
mm de profundidad de corte. Los resultados de los esfuerzos para los distintos avances fueron 
similares en todas las pruebas. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura I.7.- Modelado de una herramienta de corte por elemento finito 
 
Davim y Maranhao [I.26] presentaron un trabajo sobre la deformación plástica y la taza de 
deformación plástica en el maquinado utilizando un análisis por elemento finito para un acero AISI 
1045. Para validar el proceso recurrieron a los artículos con análisis experimentales, aplicaron un 
modelo termo-visco-plástico para definir el comportamiento del material de trabajo, el coeficiente 
de fricción fue obtenido a través del modelo de Coulomb. Algunos de los datos para definir la 
herramienta fueron; ángulo de corte -6°, radio 0.02 mm, material de carburo cementado con tres 
recubrimientos; 
 
a) Al2O3: 0.03 mm. 
b) TiC: 0.015 mm. 
c) TiN: 0.015 mm. 
 
En el proceso se aplicaron las siguientes consideraciones; profundidad de corte de 3 mm, longitud 
de corte de 4 mm, avance de 0.3 mm/rev, velocidad de corte de 300 y 3000 m/min, coeficiente de 
 
Capítulo I 16 
 
Análisis numérico experimental de aceros de alta resistencia 
derivados de conformación plástica sometidos a procesos de arranque de viruta 
fricción 0.69 y 0.31 respectivamente, en seco. Los resultados alcanzados indican que al calcular un 
coeficiente de fricción de 0.69 para 300 m/min y 0.31 para 3000 m/min los promedios de 
temperatura fueron de 1200°C y 1400°C respectivamente, la zona afectada por deformación 
plástica fue mayor con respecto a la velocidad de corte de 300 m/min, un incremento en la 
temperatura causó a su vez un aumento de la deformación plástica en la pieza de trabajo, así como 
una considerable reducción de la fricción con respecto a la velocidad de corte de 300 a 3000 m/min. 
 
Akbar y colaboradores [I.27] realizaron un estudio numérico experimental usando elemento finito 
para un acero ASI/SAE 4140 con dureza de 23.9 HRC. La simulación del maquinado fue ortogonal 
en ABAQUS/ Explicit con un modelo elasto-plástico que describe el comportamiento del material, 
un criterio de deformación plástica fue adoptado para simular la separación del material, el mallado 
se hizo con elemento CPE4RT. El análisis experimental consto de una herramienta de carburo de 
Tungsteno sin recubrir con un radio 0.4 mm y una velocidad de corte de 100, 197, 314, 395 y 628 
m/min, a una avance de 0.1 mm/rev y una profundidad de corte de 2.5mm en un diámetro de 200 
mm. La temperatura fue obtenida con una cámara térmica. Los resultados adquiridos concuerdan 
con los obtenidos numéricamente, señala que es necesario elegir condiciones que permitan la 
eliminación de calor a fin de evitar el desgaste de la herramienta por daño térmico. 
 
Adetoro y Wen [I.28] realizaron una simulación numérica para predecir de las fuerzas de corte 
usando una formulación arbitraria Larangiana-Euleriana, se analizó un proceso de fresado en el 
cual los ángulos de hélice son cero y los resultados fueron comparados con datos experimentales 
con una herramienta de un ángulo de hélice muy pequeño. La geometría fue simplificada a dos 
dimensiones, la pieza de trabajo fue modelada usando el elemento CPE4R en ABAQUS y un 
supuesto de deformación plana. 
 
I.4.- Endurecimiento por deformación y efecto Bauschinger 
Cuando un material se ha sometido a deformación plástica en tensión de manera homogénea, se 
puede observar un incremento del punto de cedencia al recargar el material en la misma dirección y 
esto se conoce como endurecimiento por deformación. Sin embargo, si este mismo material se le 
invierte la dirección de la recarga, se podrá observar una reducción en el punto de cedencia, a este 
fenómeno se le denomina efecto Bauschinger [I.29]. Cuando se sobrepasa el límite elástico de la 
Capítulo I 17 
 
Análisis numérico experimental de aceros de alta resistencia 
derivados de conformación plástica sometidos a procesos de arranque de viruta 
curva esfuerzodeformación en una prueba a tensión el esfuerzo sigue creciendo debido al 
endurecimiento por deformación hasta llegar a un esfuerzo máximo, posteriormente decrece hasta la 
fractura debido a una constricción en la probeta. A finales del siglo XVIII ya se hacían las primeras 
investigaciones sobre el punto de cedencia y el esfuerzo último. 
 
Chas [I.30] da cuenta de un sistema de experimentos realizados con el fin de determinar la 
resistencia que hay que superar para producir la rotura de una barra de acero por tensión 
longitudinal, menciona que el esfuerzo requerido para producir la fractura fue por la división de la 
carga en el espécimen, y que el momento de ruptura por la contracción del área de fractura medida 
después de la fractura (este esfuerzo es llamado fuerza verdadera de tensión). 
 
Unwin y asociado [I.31] estudiaron el punto de cedencia del Hierro y acero, el efecto de repetidas 
cargas y recosido, llegaron a la conclusión que el cambio producido más allá del punto de cedencia 
es completamente reversible por simple recocido tanto en el Hierro como en el acero y 
aparentemente después de cualquier número de repeticiones del proceso, revelan que en el punto de 
cedencia ocurren cambios que podrían ser en un principio debidos a procesos químicos, o 
moleculares, o alotrópicos. 
 
Bauschinger [I.32] utilizando especímenes de metales Hierro forjado y acero Bessemer. Encontró 
que la pre-deformación plástica incrementa el límite elástico en la misma dirección al pre-
deformado. Esta elevación en el límite elástico se mantiene en el material como una nueva 
propiedad mecánica cuando se remueve la carga. La pre-deformación plástica decremento el limite 
elástico en dirección contraria al pre-deformado. Si la magnitud del pre-deformado se incrementa, 
el límite elástico puede reducirse a cero (Figura I.8). El endurecimiento por deformación es posible 
al tensionar un espécimen hasta sobre pasar el límite de cedencia. 
 
Bairstow [I.33] estableció dos teoremas relacionados con el efecto Bauschinger. En inicio postuló 
que, el límite elástico en la dirección de la carga inicial, puede aumentarse por una correspondiente 
disminución de la pendiente en el límite elástico en la dirección opuesta de carga. Posteriormente 
afirmó que existe un límite al que el esfuerzo de cedencia puede aumentar. Es posible eliminar el 
Capítulo I 18 
 
Análisis numérico experimental de aceros de alta resistencia 
derivados de conformación plástica sometidos a procesos de arranque de viruta 
efecto Bauschinger de componentes de latón, con un adecuado proceso de tratamiento térmico 
llamado recocido [I.34]. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura I.8.- Efecto Bauschinger [1.32]. 
 
Por su parte Nadai [I.35] estudió el efecto Bauschinger en acero dulce aplicando una carga de 
torsión, dentro de la zona plástica y nuevamente aplicando carga de torsión en dirección opuesta. 
Posteriormente se realizó pruebas en componentes aplicando cargas a tensión. Los resultados fueron 
similares en ambas pruebas. 
 
Canal [I.36] experimentó con tubos huecos sometidos a esfuerzos de torsión. Los materiales 
ensayados fueron latón, Aluminio, Cobre, Magnesio y Níquel. Debido a la naturaleza del material 
empleado se mejoró la sensibilidad de la medición de los esfuerzos y deformaciones resultantes. 
Los resultados obtenidos mostraron que durante la inversión de la deformación el esfuerzo de 
cedencia inicial es más bajo que la deformación original, por lo tanto la curva esfuerzo- 
deformación, cambia en sentido del esfuerzo negativo o deformación positiva, y que la 
correspondencia esfuerzo-deformación unitaria, cambia su forma parabólica. También se logró 
 
Nuevo punto de cedencia en 
compresión 
 (Efecto Bauschinger) 
Carga Nuevo punto de 
cedencia en 
tensión 
 
Limite elástico en 
condiciones iniciales 
 
 
Capítulo I 19 
 
Análisis numérico experimental de aceros de alta resistencia 
derivados de conformación plástica sometidos a procesos de arranque de viruta 
concluir que aquellos especímenes tratados térmicamente por encima de la temperatura de 
recristalización, todos los indicios del efecto Bauschinger desaparecen. 
 
Zhang y colaboradores [I.37] examinaron el efecto de pre-deformado a tensión y sobre la resistencia 
a la cedencia a compresión en Ti. 6Al. 2Cr. 2 Mo. 2Sn. Zr (Ti. 6. 22. 22). Las pruebas fueron de 
tensión y compresión para medir la retención de esfuerzos de cedencia a compresión después del 
relevado de esfuerzos. La retención de la resistencia a la cedencia a compresión, indica un proceso 
efectivo de relevado de esfuerzos. La reducción de un esfuerzo de cedencia a compresión depende 
de la magnitud de la deformación por pre-tensión. Todas las muestras pre-deformadas exhibieron 
muy bajos esfuerzos residuales. 
 
Urriolagoitia y asociados [I.38] presentan un análisis numérico que evalúa el método de respuesta 
de grieta (Crack Compliance Method) utilizado en la medición experimental de esfuerzos, usando el 
software ANSYS. Se realiza en vigas con y sin historia previa, tres niveles de precarga se 
consideran: baja, media y alta que están relacionados con la tensión de fluencia del material 
simulado; también son consideradas propiedades del material como: isotropía y endurecimiento 
cinemático, el procedimiento consta en inducir un campo de tensiones residuales por flexión, 
posteriormente una ranura de corte es simulado y la relajación de la tensión producida es capturada, 
para determinar el campo de esfuerzos residuales originales. 
 
Urriolagoitia y colaboradores [I.39] presentan un trabajo numérico experimental sobre la inducción 
de esfuerzos residuales en un espécimen SEN modificado bajo la norma ASME E-399 para un acero 
inoxidable AISI 3l6 L. El objetivo este trabajo se centró en evaluar en campo de esfuerzos residuales 
después de la aplicación de una sobrecarga, los resultados experimentales fueron obtenidos por 
medio de Crack Compliance Method (CCM), y los resultados numéricos fueron adquiridos por el 
método de elementos finitos (ANSYS) tres tipos de especímenes fueron ensayados induciendo 
grietas cuya longitud fue de: 1mm, 5mm, y 10mm respectivamente un espécimen más sin grieta para 
establecer una evaluación de la inducción de grietas. 
 
 
 
Capítulo I 20 
 
Análisis numérico experimental de aceros de alta resistencia 
derivados de conformación plástica sometidos a procesos de arranque de viruta 
I.5.- Efecto Bauschinger y esfuerzos residuales 
Sidebottom y Chang [I.40] establecieron la influencia del efecto Bauschinger sobre la reducción de 
la magnitud de los esfuerzos residuales en una viga deformada inelásticamente. Así como, la 
disminución en la capacidad de carga, cuando el sentido de la carga se invierte. Dos vigas 
rectangulares fueron examinadas, una hecha de un acero SAE 1020 y otra hecha de acero de vía de 
ferrocarril. La primera no exhibió endurecimiento por deformación para pequeñas deformaciones 
inelásticas y la segunda que exhibió endurecimiento por deformación. Los esfuerzos residuales y la 
capacidad de soportar cargas de las vigas, fueron apreciablemente más bajos que los valores 
teóricos, los cuales fueron derivados de suponer la no existencia del efecto Bauschinger. 
 
Pommier y Bompard [I.41] propusieron el estudio en donde realizaron un análisis sobre el efecto 
Bauschinger en su accionar sobre el nivel de apertura de grieta inducida plásticamente. El material 
aplicado fue un acero al 0.4% de carbono. Para esto sehicieron varios análisis de elemento finito, 
incluyendo las ecuaciones constitutivas de Chaboche y Juang [I.42] las cuales consideran el efecto 
Bauschinger del material, su ablandamiento y endurecimiento cíclico. El comportamiento cíclico 
plástico del material afecta fuertemente la conducta de la grieta después de una sobrecarga y una 
descarga. 
 
Lorenzo y asociados [I.43] en su trabajo sometieron varias probetas de un acero perlítico a 
solicitaciones de fatiga formadas por un ciclo de tracción-compresión, de tal forma que la carga 
aplicada supere el límite elástico del acero (en tracción y compresión). Los aceros perlíticos de alta 
resistencia analizados presentaron el efecto Bauschinger con ablandamiento cíclico, debido a la 
variación de los parámetros aplicados con pre-deformación plástica. La variación de las tenciones 
internas y efectivas con la pre-deformación plástica demuestra que los aceros estudiados presentan 
principalmente endurecimiento cinemático. 
 
Urriolagoitia y colegas [I.44] investigan el uso de medidas de deformación de superficie para 
determinar los esfuerzos residuales inducidos plásticamente en vigas bajo el efecto Bauschinger 
usando datos mínimos de esfuerzo-deformación. El comportamiento de endurecimiento de algunos 
materiales en tracción y compresión es diferente en especial bajo el efecto Bauschinger. En el 
trabajo experimental utilizaron un acero aleado EN 1A (230M07) ocupado en la industria del 
Capítulo I 21 
 
Análisis numérico experimental de aceros de alta resistencia 
derivados de conformación plástica sometidos a procesos de arranque de viruta 
automóvil, se llevaron tres tipos de pruebas, para caracterizar la curva esfuerzo-deformación del 
material y para inducir el efecto Bauschinger, las pruebas de deflexión fueron hechas para para 
inducir esfuerzos residuales, además, se hicieron pruebas para verificar la curva esfuerzo 
deformación derivadas de tensión y flexión, el procedimiento se corroboró mediante el método de 
elemento finito (ABAQUS). El documento muestra que los datos obtenidos de compresión esfuerzo-
deformación pueden ser implícitamente determinados a partir de deflexión esfuerzo-deformación 
mediante el uso de consideraciones de equilibrio. Esto elimina la necesidad de pruebas de 
compresión por separado. 
 
Urriolagoitia y colaboradores [I.45] presentan un método para la obtención del comportamiento 
esfuerzo-deformación aplicado simultáneamente en tensión y compresión bajo únicamente una 
prueba de flexión, el método se corrobora numéricamente y experimentalmente. El método se 
corrobora con datos teóricos obtenidos del análisis de elementos finitos y con datos experimentales. 
 
I.6.- Planteamiento del problema 
En diseño mecánico es preciso aprovechar al máximo las propiedades del material, hoy en día los 
diseños están sometidos a esfuerzos límite y ambientes de trabajo agresivos, el proceso como el 
maquinado para obtener la geometría final induce esfuerzos residuales que afectan la superficie del 
material propiciando la nucleación y propagación de grietas. 
En la actualidad elementos como prótesis mecánicas son sometidas mecanizado, estos elementos 
deben estar sujetos a los más estrictos controles. En la fabricación de prótesis se emplea entre otros 
materiales el acero inoxidable AISI 316L. Los aceros inoxidables son generalmente considerados 
difíciles de mecanizar, a menudo la viruta se queda adherida en la herramienta, el contenido de Cr y 
Ni aumenta el promedio de la temperatura a cualquier velocidad de corte, los aceros inoxidables que 
contienen Mo aumentan las temperaturas en mayor proporción. El incremento de la temperatura y la 
deformación plástica provocan esfuerzos residuales en la superficie. Los esfuerzos residuales 
debidos al mecanizado, por lo general son en tensión a unos cuantos µm de la superficie 
mecanizada, aunados a irregularidades y condiciones de servicio pueden inducir la propagación de 
grietas. Un análisis sobre el efecto que tiene el mecanizado en la estructura del material es 
relevante, asimismo la importancia en el comportamiento mecánico de este. 
 
Capítulo I 22 
 
Análisis numérico experimental de aceros de alta resistencia 
derivados de conformación plástica sometidos a procesos de arranque de viruta 
I.7.- Sumario 
En este capítulo se presentó la literatura referente a los esfuerzos residuales derivados del proceso 
de arranque de viruta, sin embargo otros procesos de manufactura están implicados en la generación 
de esfuerzos residuales, en este capítulo se hace énfasis en los procesos de torneado y su análisis en 
corte ortogonal que es la manera más sencilla de análisis del proceso, además se presenta la 
bibliografía referente al análisis numérico de corte de viruta enfocado en la predicción de esfuerzos 
residuales, y como investigadores han encontrado en la utilización del método de elementos finitos 
una herramienta con ventajas para simular y predecir los fenómenos físicos resultados del proceso 
de arranque de viruta, además se presenta el estado del arte referente al endurecimiento por 
deformación y el efecto Bauschinger y por último se hace mención de la literatura que relaciona el 
efecto Bauschinger y los esfuerzos residuales. 
 
I.8.- Referencias 
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bibliography (1996–2002), International Journal of Machine Tools and Manufacture, Vol. 43, 
No. 1, pp 103–114, 2003. 
2. Davim, J. P., Machining Fundamental and Recent Advances, Ed. Springer-Verlag, London 
Limited, pp 68-71, 2008. 
3. Henriksen, E. K., Residual stresses in machined surfaces, American Society of Mechanical 
Engineers Transactions, Vol. 73, No. 1, pp 69-76, 1951. 
4. Mallock, A., The action of cutting tools, Proceedings of the Royal Society, London, Vol. 33, pp 
127-139, 1981. 
5. Liu, C. R. y Barash, M. M., Variables governing patterns of mechanical residual stress in a 
machined surface, Journal of Engineering for Industry, Transactions ASME, Vol. 104, No. 3, 
pp 257-264, 1982. 
6. Bayoumi, A. E. y Xie, J. Q., Some metallurgical aspects of chip formation in cutting Ti-6wt, 
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7. Jang, D. Y., Watkins, T. R., Kozaczek, K. J., Hubbard, C. R. y Cavin, O. B., Surface residual 
stresses in machined austenitic stainless steel, Wear, Vol. 194, No. 6, pp 168-173, 1996. 
Capítulo I 23 
 
Análisis numérico experimental de aceros de alta resistencia 
derivados de conformación plástica sometidos a procesos de arranque de viruta 
8. M´Saoubi, R., Outeiro, J. C., Changeux, B., Lebrun, J. L. y Morao-Dias, A., Residual stress 
analysis in orthogonal machining of standard and resulfurized AISI 316L steels, Journal of 
Materials Processing Technology, Vol. 96, No. 1-3, pp 225-233, 1999. 
9. El-Axir, M. H., A Method of modeling residual stress distribution in turning for different 
materials, Journal of Machine Tools and Manufacture, Vol. 42, pp 1055-1063, 2002. 
10. Liu, M., Takagi, J. y Tsukuda, A., Effect of tool nose radius and tool wear on residual stress 
distribution in hard turning of bearing steel, Journal of Material Processing Technology, Vol. 
150, pp 234-241, 2004. 
11. Dahlman, P., Gunnberg, F. y Jacobson, M., The influence of rake angle, cutting feed and 
cutting depth on residual stress in hard turning, Journal of Materials Processing Technology, 
Vol. 147, No. 2, pp 181-184, 2004. 
12. Sasahara, H., The effect on fatigue of residual