TORNEAMENTO DE MATRIZES NITRETADAS DE AÇO AISI H10 ...

PUC Minas
PONTIFÍCIA UNIVERSIDADE CATÓLICA DE MINAS GERAIS
DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA MECÂNICA
MESTRADO EM ENGENHARIA AUTOMOTIVA
Dissertação de Mestrado
TORNEAMENTO DE MATRIZES
NITRETADAS DE AÇO AISI H10 PARA
TRABALHO A QUENTE
Luiz Alexandre Costa
ORIENTADOR: Prof. Dr. Wisley Falco Sales.
Março de 2003

AGRADECIMENTOS
À Tekfor do Brasil Ltda pela ajuda na aquisição da ferramentas de corte e por
disponibilizar suas instalações, equipamentos e instrumentação para execução
dos experimentos realizados neste trabalho.
Ao Professor Wisley Falco Sales pelos ensinamentos transmitidos, apoio, suporte
e orientação dada para realização deste trabalho.
Ao Professor Sandro Cardoso Santos pela orientação, apoio, incentivo e ajuda na
realização do experimentos.
Ao Departamento de Engenharia Mecânica da PUC Minas, pela oportunidade,
incentivo e apoio para a realização deste trabalho.
Ao Centro de Desenvolvimento de Tecnologia Nuclear (CDTN), na pessoa do Eng.
Emerson Giovani Rabello, pelas fotografias feitas no microscópio eletrônico de
varredura.
A todos que de uma forma ou de outra contribuíram para a realização deste
trabalho.

COSTA, L.A., 2003, “Torneamento de Matrizes Nitretadas de Aço AISI H10
para Trabalho a Quente”, Dissertação de Mestrado, Pontifícia Universidade
Católica de Minas Gerais, Belo Horizonte, MG, Brasil.
Resumo
Neste trabalho é investigada a utilização de ferramentas de metal duro revestido
com nitreto de titânio (TiN), cerâmica mista e PCBN com alto teor de CBN, no
torneamento de matrizes para forjamento a quente. As matrizes são fabricadas em
aço AISI H10 (DIN X32CrMoV3-3), temperadas e revenidas com tratamento
termoquímico de nitretação para atingirem dureza superficial variando de 900 a
1.000 HV aproximadamente. As matrizes após atingirem o fim de vida útil, ditadas
pelo processo de conformação por forjamento, normalmente são sucateadas,
devido às dificuldades de transformação por usinagem. Observou-se a
possibilidade de aproveitamento destas ferramentas e para tal foi utilizado o
processo de torneamento interno para abertura do furo e transformação da matriz
noutra de dimensão superior. Avaliou-se o desempenho dos insertos de metal
duro, cerâmica mista e nitreto cúbico de boro policristalino submetidos a diferentes
velocidades de corte, profundidades de corte e avanços. Observaram-se
desgastes por deformação plástica da aresta cortante, trincas de origem mecânica
nas superfícies de saída e de folga e falhas catastróficas em diversas condições
de corte.

COSTA, L.A., 2003, “Turning of Nitrated Dies Made of AISI H10 Hot Work Tool
Steel”, Master Dissertation, Pontifical Catholic University of Minas Gerais,
Belo Horizonte, MG, Brazil.
Abstract
TiN coated cemented carbide, mixed ceramic and PCBN with high percentage of
CBN tools on turning of hot work dies was investigated in this work. The dies are
made of AISI H10 (DIN X32CrMoV3-3) quenched and tempered steel treated with
nitriding to reach superficial hardness varying from 900 to 1.000 HV closely. After
dies useful life, which is controlled by forging process, the dies are normally
scraped, due to difficult in reworking by machining. A possible procedure to avoid
the lost of dies is to transform them into larger internal diameter dies by internal
turning. Coated cemented carbide, mixed ceramic and polycrystalline cubic boron
nitride tools performance were evaluated at different cutting speeds, feed rates and
depth of cut. Plastic deformation on cutting edges, mechanical cracks originated on
the rake and flank surfaces and catastrophic failure were observed in most of
cutting conditions.

SUMÁRIO
1. INTRODUÇÃO 001
1.1. Objetivos 004
1.1.1. Objetivos Específicos 004
1.2. Organização 004
2. REVISÃO BIBLIOGRAFICA 006
2.1. Estado da Arte 006
2.2. Fabricação de Matrizes de Forjamento 007
2.3. Materiais das Ferramentas de Usinagem 009
2.3.1. Metal Duro 010
2.3.2. Materiais Cerâmicos 015
2.3.2.1. Ferramentas a Base de Nitreto de Silício 015
2.3.2.2. Ferramentas a Base de Alumina 016
2.3.3. Nitreto Cúbico de Boro Policristalino (PCBN) 020
2.4. Usinagem de Materiais Endurecidos 025
2.4.1. Mecanismos de Endurecimento dos Metais 026
2.4.2. Nitretação 028
2.4.3. Forças de Corte 029
2.3.4. Fatores que Influenciam na Força de Usinagem 029

2.5. Desgaste e Mecanismos de Desgaste
na Ferramenta de Corte 032
2.51. Formas de Desgaste 033
2.5.1.1. Desgaste de Cratera 033
2.5.1.2. Desgaste de Flanco 035
2.5.1.3. Desgaste de Entalhe 036
2.5.2. Mecanismos de Desgaste 037
2.5.2.1. Deformação Plástica Superficial por
Cisalhamento a Altas Temperaturas 037
2.5.2.2. Deformação Plástica da Aresta de Corte
sob Elevadas Tensões de Compressão 038
2.5.2.3. Desgaste Difusivo 039
2.5.2.4. Desgaste por Aderência e Arrastamento
Attrition 041
2.5.2.5. Desgaste Abrasivo 042
2.5.3. Aresta Postiça de Corte 042
2.5.4. Mecanismos de Desgaste na Usinagem de
Aços Endurecidos 043
2.6. Integridade Superficial 046
3. PROCEDIMENTOS EXPERIMENTAIS 050
3.1. Materiais e Equipamentos 050
3.1.1. Peça 050
3.1.2. Ferramentas de Corte Utilizadas 054

3.1.3. Equipamentos Utilizados 056
3.2. Metodologia 057
3.2.1. Verificação da Microestrutura e da Espessura
da Camada Nitretada 058
3.2.2. Vida e Desgaste das Ferramentas 058
4. RESULTADOS E DISCUSSÕES 063
4.1. Ferramentas de Metal Duro 063
4.2. Ferramentas de Cerâmica Mista 076
4.3. Ferramentas de Nitreto Cúbico de Boro Policristalino 079
4.4. Comparação entre o Desempenho dos Insertos 088
4.5. Avaliação dos Mecanismos de Desgaste via Microscopia
Eletrônica de Varredura 096
4.5.1. Caracterização do Sistema Tribológico 096
4.5.1.1. Área de Contato Aparente,A 096
4.5.1.2. Velocidade de Deslizamento 097
4.5.1.3. Regime de Carregamento 099
4.5.1.4. Presença de Carbonetos Duros no
Material da Peça 100
4.5.1.5. Presença de Cargas Cíclicas de Impacto 102
4.5.1.6. Temperatura na Interface 103
4.5.1.7. Síntese da Caracterização do
Sistema Tribológico 104

4.5.2. Ferramentas de Metal Duro 104
4.5.3. Ferramentas de Cerâmica Mista 110
4.5.4. Ferramentas de PCBN 113
4.6. Custo de Usinagem por Matriz 121
5. CONCLUSÕES 125
6. SUGESTÕES PARA FUTUROS TRABALHOS 126
7. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS 127
8. ANEXO I 131

LISTA DE SÍMBOLOS E ABREVIATURAS
SÍMBOLOS
SÍMBOLO UNIDADE
TiN Nitreto de Titânio.......................................................... *
Cr Cromo........................................................................... *
Mo Molibdênio.................................................................... *
V Vanádio........................................................................ *
H Dureza ......................................................................... HV
PCBN Nitreto Cúbico de Boro Policristalino............................ *
CBN Nitreto Cúbico de Boro................................................. *
CNC Comando Numérico Computadorizado........................ *
Al2O3 Alumina........................................................................ *
TiC Carboneto de Titânio.................................................... *
WC Carboneto de Tungstênio............................................. *
K1C Tenacidade a Fratura................................................... MPa.m 0,5
Co Cobalto......................................................................... *
C Carbono........................................................................ *
TaC Carboneto de Tântalo................................................... *
NbC Carboneto de Nióbio.................................................... *
CVD Deposição Química de Vapor...................................... *
PVD Deposição Física de Vapor.......................................... *
Si3N4 Nitreto de Silício........................................................... *
SiC Carboneto de Silício..................................................... *
ZrO2 Zircônia......................................................................... *
HBN Nitreto de Boro Hexagonal........................................... *
WBN Wurtizita Hexagonal..................................................... *
BCl Cloreto de Boro............................................................ *
NH3 Amônia......................................................................... *
HCl Ácido Clorídrico............................................................ *
H Hidrogênio.................................................................... *
Fe Ferro............................................................................. *
N Nitrogênio..................................................................... *

Na Sódio............................................................................ *
K Potássio........................................................................ *
Y Ítrio.............................................................................. *
APC Aresta Postiça de Corte............................................... *
KT Profundidade de Cratera.............................................. mm
f Avanço......................................................................... mm/rev
VBB Máx Desgaste de Flanco Máximo........................................ mm
VBB Desgaste de Flanco Médio........................................... mm
Mn Manganês..................................................................... *
RP0,2 Limite de Escoamento.................................................. N/mm 2
RMáx Limite de Resistência a Tração.................................... N/mm 2
vC Velocidade de Corte..................................................... m/min
aP Profundidade de Corte................................................. mm
A Área Aparente de Contato............................................ mm 2
RC Grau de Recalque........................................................ *
h’ Espessura Medida do Cavaco..................................... mm
h Espessura Calculada do Cavaco................................. mm
vcav Velocidade de Saída do Cavaco.................................. m/min
FC Força de Corte............................................................. N
KS1 Constante Utilizada no Cálculo da Força de Corte...... N/mm 2
1-z Constante Utilizada no Cálculo da Força de Corte...... *
b Largura Calculada do Cavaco...................................... mm
KS Pressão Específica de Corte........................................ N/mm 2
SÍMBOLOS GREGOS
SÍMBOLO UNIDADE
Fe γ Austenita...................................................................... *
χr Ângulo de Posição da Ferramenta............................... *
εr Ângulo de Ponta da Ferramenta.................................. *
γo Ângulo de Saída da Ferramenta.................................. *
αo Ângulo de Folga da Ferramenta................................... *
λs Ângulo de Inclinação da Ferramenta........................... *
* Adimensional

ABREVIATURAS
ABNT .............................. Associação Brasileira de Normas Técnicas
ASM .............................. American Society for Metals
ASTM .............................. American Society for Testing Materials
AISI .............................. American Iron and Steel Institute
ISO .............................. International Organization for Standardization
MEV .............................. Microscópio Eletrônico de Varredura
EDX .............................. Energy Dispersive X-Ray
DIN .............................. Deutches Institut für Normung

Capítulo 1
Introdução
Os processos de fabricação envolvendo deformações plásticas são
amplamente utilizados na fabricação de peças para a indústria automobilística.
Dentre outros, destacam-se o forjamento e a estampagem, que atualmente são
processos em que o nível de automatização é elevado. Quanto ao forjamento,
pode-se utilizar matéria prima “fria” ou “quente” e essa classificação é realizada
considerando a temperatura em que a peça é submetida ao processo de
deformação plástica. A usinagem é o processo subsequente que visa conferir à
peça final as qualidades requeridas no projeto, como: forma, tolerâncias
dimensionais e acabamento superficial.
O processo de forjamento enfocado neste trabalho é o horizontal a quente. Ele
é realizado em uma máquina Hatebur AMP 50 que possui uma estação de
corte e quatro estações de forjamento. Barras de seção redonda após serem
aquecidas são alimentadas automaticamente na estação de corte da máquina.
Após o corte do tarugo este é transportado para a primeira operação de
conformação, que é o recalque. O tarugo é recalcado e posicionado na
segunda estação de conformação por meio de um sistema automático de
transporte. Na segunda operação é realizada a pré-forma. Após a pré-forma, a
peça é transferida para a terceira operação onde lhe será conferida a forma
final. No caso de brutos forjados de engrenagens do câmbio, o quarto e último
estágio é utilizado para fazer o furo da peça.
O processo de forjamento Hatebur é caracterizado pela precisão e pela alta
produtividade. No caso da AMP 50 pode-se produzir até 100 peças por minuto.
Neste processo, a conformação da peça acontece praticamente no segundo e
terceiro estágios. A forma final da peça em cada operação é definida pelas
matrizes anteriores e posteriores juntamente com os punções. As matrizes
posteriores e os punções irão configurar as faces das engrenagens e as
1

Capítulo 1 - Introdução 2
matrizes anteriores de segunda e terceira operações irão determinar o diâmetro
externo final de cada etapa. O diâmetro obtido após o terceiro estágio é o
diâmetro final da peça.
A qualidade superficial destas matrizes é muito importante não só para garantir
a qualidade do produto, no caso as engrenagens, mas principalmente para
garantir que o transporte de uma operação para outra aconteça de maneira
precisa (matrizes anteriores). Durante o forjamento, as matrizes anteriores se
desgastam por abrasão devido ao escorregamento constante (em média 80
vezes por minuto) do metal quente, que irá formar a peça. Este desgaste é
caracterizado pela formação de pequenos sulcos que podem provocar o giro da
peça durante sua extração de dentro da matriz. Em conseqüência, o sistema
de transporte não conseguirá transferir a peça de uma operação para a outra, o
que provocará parada da máquina.
Quando isso acontece as matrizes anteriores têm que ser substituídas (as
matrizes retiradas não podem mais ser utilizadas). Desde o início das
atividades da Tekfor do Brasil Ltda em 1997, todas as matrizes anteriores que
foram utilizadas estão armazenadas esperando uma disposição. Existem
aproximadamente 80 desenhos de matrizes anteriores hoje na Tekfor. Todos
esses desenhos possuem diâmetro externo de 125,2 mm e espessura de 44,
43, 36 ou 35 mm. O grande diferencial entre os desenhos das matrizes
anteriores é o diâmetro interno que varia de 61,0 mm, o menor diâmetro, até
96,1, o maior.
Como, exceto pelo diâmetro interno, todas as matrizes anteriores são
praticamente idênticas, pode-se transformar um matriz anterior de menor
diâmetro interno em uma matriz que possui o diâmetro interno um pouco maior.
Isto representaria uma economia por matriz de R$ 75,00 referente à
construção, mais R$ 10,00 referente ao tratamento térmico. O consumo de
matrizes anteriores de segunda e terceira operação varia de 100 a 130
matrizes por mês. Estas poderiam ser fabricadas a partir da transformação de
matrizes já utilizadas (milhares delas acumuladas desde o início das atividades
da empresa no Brasil). A figura 1.1 mostra o estoque das matrizes anteriores
na Tekfor do Brasil.

Capítulo 1 - Introdução 3
Figura 1.1 – Estoque de matrizes anteriores
A grande dificuldade de se transformar as matrizes anteriores é o fato destas
peças serem nitretadas, o que lhes confere dureza superficial muito elevada.
Aliado a isto, tem-se o fato de que os sulcos formados pelo desgaste provocam
variações na tensão que a ferramenta de corte está sujeita. Esses dois fatores
contribuem para dificultar o processo de transformação de matrizes, tornando-o
inviável economicamente devido ao grande número de ferramentas de
usinagem que são necessárias para se usinar uma peça.
As figuras 1.2 e 1.3 mostram algumas ferramentas danificadas que foram
utilizadas na tentativa de usinagem das matrizes.
Figura 1.2 - Inserto de Metal Figura 1.3 - Inserto de Cerâmica Mista
Diante da grande quantidade de matrizes disponíveis para transformação e
pelas dificuldades associadas à sua usinagem, neste trabalho pretende-se
estudar o desempenho de ferramentas de PCBN, metal duro revestido com
nitreto de titânio e cerâmica mista no torneamento do aço AISI H10, enfocando
a identificação dos mecanismos de desgaste atuantes durante as usinagens
experimentais. Desta forma, pode-se atuar nos parâmetros do processo e
finalmente conseguir viabilizar economicamente a transformação das matrizes

Capítulo 1 - Introdução 4
estocadas e trazer substanciais reduções nos custos das ferramentas de
forjamento.
1.1- Objetivos
O objetivo deste trabalho consiste em investigar a utilização de ferramentas de
metal duro revestidas com nitreto de titânio, cerâmica mista (Al2O3 + TiC), e
PCBN (Nitreto Cúbico de Boro Policristalino) durante o torneamento de
matrizes para forjamento a quente fabricadas com aço DIN X32CrMoV3-3 e
tratado por nitretação para dureza superficial de aproximadamente 900 a 1.000
HV e com flutuação da tensão de trabalho durante o corte.
1.1.1- Objetivos Específicos
Desenvolver o processo de transformação de matrizes de forjamento nitretadas
por meio de usinagem em torno CNC;
Avaliar os mecanismos de desgaste dos insertos utilizados para a usinagem
das matrizes;
Verificar a viabilidade econômica do processo de usinagem das matrizes no
torno CNC.
1.2- Organização
Este trabalho foi subdividido em capítulos. No presente, faz-se uma introdução
ao processo de forjamento a quente em máquina horizontal, mostra-se a
dificuldade na transformação das matrizes e apresentam-se os principais
objetivos do trabalho.
No capítulo 2, é apresentada a revisão bibliográfica sobre o processo de
usinagem, abordando a fabricação de ferramentas de forjamento, materiais
para ferramentas de corte, usinagem de materiais endurecidos, formas e

Capítulo 1 - Introdução 5
mecanismo de desgaste das ferramentas e integridade das superfícies
usinadas. Neste capítulo objetivou-se proporcionar um entendimento básico
dos aspectos relevantes ao trabalho de modo a facilitar a compreensão dos
comportamentos observados nos ensaios experimentais.
No capítulo 3 são descritos os procedimentos experimentais, onde são
apresentados a metodologia, os equipamentos e os materiais necessários para
a execução do trabalho, além dos instrumentos de medição utilizados.
No capítulo 4 são apresentados e discutidos os resultados obtidos nos testes
experimentais de usinagem das matrizes utilizando os insertos de metal duro,
cerâmica mista e PCBN. São analisados e confrontados os mecanismos de
desgaste presentes em cada um dos insertos, bem como a vida útil que cada
um apresentou variando a profundidade de corte, o avanço e a velocidade de
corte.
No capítulo 5 são apresentadas as conclusões obtidas a partir do trabalho
executado.
No capitulo 6 são feitas sugestões para trabalhos futuros, onde são
apresentadas propostas para novas investigações a serem realizadas de modo
complementar o presente trabalho.
As referências bibliográficas citadas e não citadas, utilizadas para a realização
deste trabalho, são apresentadas no capítulo 7.
No capítulo 8 são apresentados os relatórios dos ensaios de dureza e
microestrutura das matrizes realizados pelo SENAI.

Capítulo 2
Revisão Bibliográfica
Neste capítulo são apresentados os conceitos relevantes, necessários para o
entendimento dos diversos tópicos investigados. Ele inicia-se mostrando a
evolução dos conceitos de usinagem de materiais endurecidos, em tópico
denominado por “estado da arte”. Na sequência são apresentados os seguintes
tópicos: fabricação de matrizes para forjamento, materiais das ferramentas,
usinagem de materiais endurecidos, desgaste e mecanismos de desgaste na
ferramenta de corte e, por fim, integridade superficial.
2.1- Estado da Arte
Entende-se por usinagem o processo de transformação de peças no qual
pequena porção de material com forma irregular (cavaco) é retirada da peça
pela ferramenta. A usinagem é o processo de fabricação mais popular em todo
o mundo, transformando em cavaco cerca de 10% de todo a produção de
metais (Trent, 1984). De maneira geral a maior parte da peças usinadas são
compostas por ligas ferrosas, principalmente aço.
Convencionalmente, o processo de fabricação de uma peça de aço endurecido
inicia-se com a usinagem da mesma a partir da matéria prima no estado
recozido. A peça é usinada próxima de sua forma final, temperada e revenida
para a dureza escolhida, e então novamente usinada para as dimensões e
tolerâncias finais através do processo de retificação. O desenvolvimento de
novos materiais para ferramentas de corte, principalmente o advento de
ferramentas de nitreto cúbico de boro policristalino (PCBN) a partir dos anos
70, resultou em um rápido avanço na tecnologia de usinagem de materiais
endurecidos (Chou et al., 1994). Sua elevada dureza a quente e relativamente
baixa solubilidade no ferro torna o PCBN adequado para o
6

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica 7
corte de aço endurecidos (Abrão, 1995). Com isso rotas alternativas de
processamento podem ser utilizadas. A matéria prima da peça pode ser tratada
termicamente para se obter dureza e propriedades mecânicas desejadas, e
então usinada para sua forma final, eliminando operações subsequentes de
retificação. Reduções nos tempos de usinagem e set up, aumento na taxa de
remoção de material e conseqüente redução nos custo de usinagem, fazem
desse novo ciclo de processamento uma alternativa muito interessante.
2.2- Fabricação de Matrizes de Forjamento
Para a fabricação de ferramentas utilizadas nos processos de conformação a
quente são utilizados aços que possuem alta resistência ao revenimento,
elevada resistência mecânica a quente, boa tenacidade, grande resistência à
abrasão em temperaturas elevadas, elevada resistência à fadiga e boa
resistência à formação de trincas térmicas (Villares,1988). Essas
características conferem às ferramentas a capacidade de resistir às
solicitações mecânicas a que estão sujeitas, apesar de aquecidas pelo material
em processamento. Elas são adquiridas pela adição de elementos de liga como
cromo, molibdênio, vanádio, tungstênio e níquel, e por tratamentos térmicos
específicos.
Estes aços são geralmente fabricados através de lingotamento convencional
após a fusão, e passam por um processo de homogeneização (recozimento por
difusão) que garante um baixo nível de segregação. Após a homogeneização o
aço é laminado a quente em temperaturas que variam de 900 a 1.100 0 C.
Depois de laminado ele passa por um processo de recozimento isotérmico,
realizado em temperaturas que variam de 750 a 800°C, que lhe confere uma
dureza final de aproximadamente 230 HB (Böehler, 2000).
Para fabricação das ferramentas de forjamento, as barras de aço são cortadas
em serra tipo fita e usinadas na configuração desejada. Após a usinagem das
peças estas são enviadas para o tratamento térmico de têmpera e
revenimento. A eficiência de uma ferramenta para trabalho a quente depende
em grande parte do tratamento térmico a que foi submetida. Possuindo

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica 8
geralmente baixa condutividade térmica, os aços para trabalho a quente devem
ser aquecidos lentamente até a temperatura de pré aquecimento, de modo a
evitar empenamento e trincas internas. O tempo e a temperatura de têmpera
devem ser suficientes para obter-se a mais completa possível solubilidade dos
carbonetos complexos. Entretanto, no sentido de se evitar o crescimento
excessivo dos grãos austeníticos, que fragilizam o aço, deve-se evitar o
superaquecimento ou a permanência demasiadamente longa do aço em
temperatura de austenitização. Em seguida o aço é resfriado bruscamente para
a transformação adifusional da austenita em martensita. O meio de têmpera a
ser utilizado pode ser o óleo, o banho de sal ou o ar soprado. Após a têmpera
do aço, este deve ser submetido imediatamente aos ciclos de revenimento com
o risco de surgimento de trincas internas devido às tensões geradas no
resfriamento. No revenimento as peças são aquecidas lenta e uniformemente
até a temperatura escolhida, permanecendo nesta por no mínimo uma hora
para cada 25 mm de espessura da peça (Villares, 1988). Recomenda-se
realizar no mínimo dois ciclos de revenimento. O aquecimento para o segundo
ciclo de revenimento só poderá ser iniciado após as peças terem atingido
novamente a temperatura ambiente.
Quando se deseja obter uma superfície com dureza e resistência à abrasão
mais elevadas, é realizado o tratamento termoquímico de nitretação. Esse
tratamento aumenta a vida da ferramenta e contribui para melhorar seu
funcionamento. Ele é realizado após têmpera e revenimento. A nitretação
produz uma pequena camada superficial com alguns décimos de milímetros de
espessura que possui dureza muito elevada.
No tratamento térmico das ferramentas fabricadas em aço AISI H10, as peças
são aquecidas entre 1.020 a 1.080 ºC e são temperadas em óleo com
temperatura variando de 60 a 80 ºC. Ao serem retiradas do óleo, as peças são
limpas e submetidas aos ciclos de revenimento para se atingir a dureza de
trabalho que, no caso das matrizes utilizadas pela Tekfor do Brasil no
forjamento a quente, é de 44 a 46 HRC. O primeiro ciclo de revenimento é feito
a temperatura de 550°C por aproximadamente 4 horas, ou duas horas por
polegada de espessura com mínimo de 4 horas. A dureza das peças após
têmpera é de aproximadamente 56 HRC e após o primeiro revenimento elas

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica 9
atingem 52 HRC. Após as peças atingirem a temperatura ambiente elas são
submetidas ao segundo ciclo de revenimento. No segundo ciclo, utiliza-se o
mesmo tempo do ciclo anterior e a escolha da temperatura é feita de modo a
atingir a dureza final de trabalho das peças, ou seja, aproximadamente 650ºC
para atingir a dureza de 44 a 46 HRC. Quando as peças estão na temperatura
ambiente elas são colocadas no forno novamente para o terceiro ciclo de
revenimento que é realizado em uma temperatura por volta de 20 a 30°C
menor que a temperatura do segundo revenimento, e também por no mínimo
quatro horas. O terceiro revenimento sempre é recomendado para os aços
para trabalho a quente para lhes proporcionar maior tenacidade.
Após o tratamento térmico as peças são enviadas para a nitretação para
conferir a elas uma maior resistência superficial, de modo a diminuir o desgaste
abrasivo durante a utilização. Antes de se iniciar o processo termoquímico
propriamente dito, as matrizes são mergulhadas em um banho desengraxante
a uma temperatura aproximada de 120ºC para eliminar qualquer impureza.
Logo após a limpeza, as ferramentas são colocadas em um forno pré aquecido
a temperatura de 150°C com injeção de amônia, em seguida a temperatura do
forno é elevada a uma taxa de aproximadamente 3°C por minuto até se atingir
o patamar de 525°C. O forno é mantido nesta temperatura por 18 horas no
ciclo médio e 40 horas no ciclo longo, sempre com injeção de amônia. Após
esse período o forno é programado para resfriar automaticamente até atingir
170°C. Nesta temperatura é desligado o sistema de injeção de amônia, as
peças continuam resfriando dentro do forno até atingirem 80ºC, quando são
finalmente retiradas. Seguindo-se este ciclo de nitretação espera-se obter uma
camada nitretada da ordem de 0,25 mm, quando se utilizam ciclos de 18 horas
e 0,35 mm quando o ciclo empregado for de 40 horas, com dureza superficial
de 900 a 1.000 HV em ambos os ciclos.
2.3- Materiais das Ferramentas de Usinagem
No processo de usinagem utiliza-se como ferramenta um material que possua
dureza superior à dureza do material da peça. Desde o surgimento das
primeiras ferramentas de corte até hoje, os materiais das ferramentas de corte

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica 10
vêm sofrendo inovações tecnológicas que permitem melhorar suas
propriedades mecânicas, principalmente dureza e tenacidade. A conciliação
destas duas propriedades, que são antagônicas, proporciona aumento de
produtividade e diminuição dos custos de produção, uma vez que se consegue
diminuir o desgaste das ferramentas de corte. Dentre a enorme gama de
materiais utilizados na fabricação de ferramentas de corte com geometria
definida para a usinagem de aços endurecidos destacam-se o metal duro (liga
de carboneto de tungstênio-cobalto), a cerâmica e o nitreto cúbico de boro.
2.3.1- Metal Duro
As ferramentas de metal duro para aplicação em corte de materiais são
fabricadas através de sinterização de grãos de carboneto de tungstênio
utilizando o cobalto como ligante. O teor de cobalto varia de 4 a 12% em peso
e o tamanho das partículas de carboneto varia de 0,5 a 1,0 µm. As
propriedades físicas e mecânicas variam de acordo com o tamanho das
partículas de WC e com a porcentagem de cobalto. Valores típicos de dureza
variam de 1.100 a 2.000 HV, tenacidade à fratura (K1c) de 8 a 18 MPa m 0,5 e
condutividade térmica está entre 60 e 100 W/m/K (Abrão, 1995; Trent, 1984).
A microestrutura das ligas de carboneto de tungstênio e cobalto devem
apresentar somente duas fases - o carboneto WC e o metal Co. O teor de
carbono deve ser controlado e mantido dentro de valores muito pequenos. A
presença na estrutura da ferramenta de carbono livre (alto teor de carbono) ou
da fase ‘eta’ (Co3W3C - ocorre em baixos teores de C) resulta na redução da
resistência e performance da ferramenta durante operações de corte (Trent,
1984). O carbono promove a dissociação dos carbonetos de tungstênio e forma
um carboneto complexo de ferro e tungstênio do tipo M23C6 de baixa
resistência a abrasão, o que provoca a fragilização da ferramenta de corte.
Para aumentar a resistência das ferramentas de metal duro ao desgaste por
craterização adiciona-se carboneto de titânio, carboneto de tântalo e carboneto
de nióbio ao carboneto de tungstênio e ao cobalto. Conforme o teor destes
elementos as ferramentas de WC são classificadas de acordo com a norma

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica 11
ISO 513 em três categorias, P, M e K (Sandvik, 1994). As ferramentas da
classe K são aquelas que possuem apenas WC e Co em sua composição
química e são utilizadas na usinagem de materiais que apresentam cavacos
curtos como o ferro fundido e os aços endurecidos. As ferramentas de metal
duro da classe K também são indicadas para usinagem de não ferrosos, uma
vez que os carbonetos de tungstênio têm baixa afinidade com estes materiais,
ao contrário dos carbonetos de tântalo, titânio e nióbio. Na classe P estão as
ferramentas de metal duro que possuem TiC + TaC e/ou NbC, além do WC e
do Co em sua composição química. Estas ferramentas são indicadas para a
usinagem de aços macios, os quais possuem cavacos longos com elevada
área de contato cavaco-ferramenta. A classe M é a classe intermediária das
ferramentas de metal duro. As ferramentas desta classe também possuem TiC,
TaC e/ou NbC em sua composição química, só que em menores teores
comparadas às ferramentas da classe P. A maior aplicação das ferramentas de
metal duro da classe M está na usinagem de aços inoxidáveis austeníticos. A
Fig. 2.1 mostra a microestrutura de ferramentas de metal duro das classes K,
M e P.
P40 KF1
K10
KMF
Figura 2.1 - Microestrutura de Ferramentas de Metal Duro, aumento de 1250 X
(Kennametal Hertel, 1995).

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica 12
A ferramenta P40 é uma ferramenta de metal duro da classe P, utilizada na
usinagem de aços macios. Na figura observam-se os carbonetos de tungstênio,
tântalo e titânio na coloração cinza e o ligante cobalto (partes brancas da
figura). A ferramenta K10 é uma ferramenta da classe K, utilizada na usinagem
de materiais endurecidos. O elevado teor de carboneto de tântalo proporciona
boa resistência ao desgaste de cratera e possibilita a utilização desta
ferramenta em elevadas velocidades de corte. A ferramenta KF1 é uma
ferramenta da classe K e possui elevada resistência ao desgaste. É utilizada
para usinagem de materiais não ferrosos em altas e médias velocidades de
corte (Kennametal Hertel, 1995). Por meio da Fig. 2.1, observa-se a
granulometria ultra fina dos carbonetos de tungstênio na ferramenta KF1. A
ferramenta KMF é uma ferramenta da classe K e possui apenas carboneto de
tungstênio e cobalto em sua composição química (Kennametal Hertel, 1995).
Nesta ferramenta, os carbonetos de tungstênio também possuem
granulometria muito fina, como pode ser observado por meio da Fig. 2.1.
A Tabela 2.1 apresenta a composição química de cada uma das ferramentas
mostradas acima com suas respectivas propriedades (Kennametal Hertel,
1995).
Composição Química
Tabela 2.1 – Propriedades dos insertos de metal duro
P40 K10 KF1 KMF
WC (%) 77,0 91,5 93,0 90,5
Co (%) 12,0 6,0 6,0 9,5
Ta(Nb)C (%) 4,0 2,5 1,0 -
TiC (%) 7,0 - - -
Propriedades Físicas
Densidade (g/cm 3 ) 12,50 14,85 14,89 14,65
Dureza (HV30) 1.440 1.670 1.720 1.570
Módulo de Elasticidade (kN/mm 2 ) 550 620 620 570
Resistência à Pressão (kN/mm 2 ) 4,60 5,70 5,70 3,90
Resistência Específica (Ohm.cm/10 6 ) 27 24 24 18
Coefic. Expansão Térmica (10 -6 /K) 5,50 5,00 5,00 5,50
Condutividade Térmica (W/m.k.) 59 80 80 68

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica 13
Para aumentar a resistência ao desgaste e melhorar estabilidade química, as
ferramentas de carboneto de tungstênio tem sido revestidas com TiN, TiC,
TiCN e Al2O3. Estes podem ser aplicados ao substrato em uma única ou
múltiplas camadas. A aplicação é realizada através da deposição química de
vapor (CVD) ou através da deposição física de vapor (PVD) (Almeida, 2001).
A deposição química de vapor (CVD) envolve reações químicas induzidas
termicamente na superfície do substrato aquecido com reagentes fornecidos na
forma de gás. O processo CVD é realizado em temperaturas variando
tipicamente de 600 a 1.100ºC. Nestas temperaturas sempre irão ocorrer
alterações microestruturais no substrato do material. Além disso, trincas
poderão surgir devido à diferença entre os coeficientes de expansão térmica do
substrato e do revestimento. Por causa da elevada temperatura de processo,
apreciável interdifusão pode ocorrer entre o revestimento e o substrato,
proporcionando grande força de adesão e alta resistência ao desgaste.
Entretanto, a difusão pode provocar a formação de compostos intermetálicos
frágeis na interface prejudicando as propriedades mecânicas. A aplicação de
várias camadas de revestimento é utilizada para promover compatibilidade
química, evitar a formação dos compostos intermetálicos e melhorar as
propriedades físicas e mecânicas (Hutchings, 1992). Através do processo CVD
podem ser depositadas camadas de TiC, TiN, TiCN e Al2O3. A Fig. 2.2
apresenta a microestrutura de uma ferramenta de metal duro revestida com
três camadas pelo processo CVD. A primeira camada é de TiC, a segunda
camada é de TiCN e o revestimento da camada externa é de TiN.
Figura 2.2 - Inserto de Metal Duro revestido por CVD
(Kennametal Hertel, 1995).

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica 14
Já na deposição física de vapor (PVD), o material do revestimento é
transportado para a superfície da peça na forma de átomos, moléculas ou íons,
obtidos por meio físico (simples aquecimento, arco elétrico, feixe de elétrons ou
feixe de laser) a partir de uma fonte sólida, líquida ou gasosa. Reações
químicas podem, mas não necessariamente, ocorrer na superfície do substrato.
No processo PVD o substrato é mantido em uma temperatura muito menor que
no processo CVD, tipicamente variando de 50 até 500ºC. O fato de o processo
PVD ser realizado em temperaturas relativamente baixas o torna muito atrativo,
uma vez que alterações microestruturais sub-superficiais do substrato não irão
ocorrer. O processo PVD permite a deposição de camadas de TiN, Ti(C,N) e
(Ti, Al)N. A principal desvantagem do processo está relacionada à espessura
da camada depositada, que por motivos de aderência deve ser reduzida.
Entretanto, ferramentas com arestas vivas podem ser revestidas através deste
processo. A Fig. 2.3 mostra a microestrutura de um ferramenta de metal duro
revestida com TiN através da deposição física de vapor.
Figura 2.3 - Metal Duro revestido por PVD
(Kennametal Hertel, 1995).
Ao realizar a aplicação do revestimento através do processo CVD nota-se uma
redução da tenacidade do substrato, o que não acontece quando o
revestimento é aplicado através do processo PVD. A redução da tenacidade do
substrato é devida à tensão residual de tração deixada pelo processo CVD,
enquanto no método PVD a tensão residual é de compressão. Esse fato
implica em problemas na utilização de ferramentas revestidas por deposição
química em usinagem na presença de corte interrompido (Machado e Silva,
1999).

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica 15
Comparando as ferramentas de corte revestidas pelo processo CVD e PVD,
verifica-se que as primeiras apresentam maior resistência ao desgaste e maior
resistência à craterização. Já as ferramentas revestidas pelo método PVD
caracterizam-se pelo fato de poderem substituir ferramentas sem revestimento
com a mesma tenacidade, mesma configuração e precisão da aresta cortante,
além de diminuir a aresta postiça de corte (Machado e Silva, 1999).
2.3.2- Materiais Cerâmicos
As cerâmicas são compostas de elementos metálicos e não metálicos na forma
de óxidos, carbonetos e nitretos. Possuem em sua maioria estrutura cristalina e
a ligação entre seus elementos é iônica ou covalente. Possuem baixa
condutibilidade elétrica em função de não possuírem elétrons livres e, em
seções finas, são transparentes. A maioria das cerâmicas possui elevado ponto
de fusão devido às fortes ligações primárias, proporcionando grande
capacidade de suportar elevadas temperaturas (Machado e Silva, 1999).
Além das propriedades listadas acima, os materiais cerâmicos possuem ainda
grande resistência ao desgaste, alta dureza, boa estabilidade química e
térmica, boa resistência a fluência e alta resistência à compressão. Entretanto,
esses materiais apresentam baixa resistência à tração e são extremamente
frágeis. Esta fragilidade limitava a utilização das ferramentas de cerâmica no
passado. Atualmente ferramentas de cerâmica mais tenazes são conseguidas
através de adições de TiC e SiC à matriz de Al2O3.
As ferramentas cerâmicas podem ser didividas em dois grandes grupos,
cerâmicas a base de nitreto de silício e cerâmicas a base de alumina. As
cerâmicas a base de Al2O3 são divididas em alumina branca, alumina mista ou
preta e alumina reforçada com Whisker.
2.3.2.1- Ferramentas a Base de Nitreto de Silício
As cerâmicas a base de Nitreto de Silício, são formadas por cristais de Si3N4
com uma fase intergranular de óxido de silício que são sinterizados na

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica 16
presença de óxidos de alumínio, ítrio, magnésio, dentre outros (Machado e
Silva, 1999). As cerâmicas a base de nitreto de silício possuem tenacidade
superior às ferramentas a base de alumina, além de possuírem boa resistência
ao desgaste.
Devido à elevada interação química com o ferro que ocorre a elevadas
temperaturas presentes na interface de corte, ferramentas de cerâmica a base
de Si3N4 não são adequadas para utilização na usinagem de aços. As
ferramentas de nitreto de silício são utilizadas na indústria aeroespacial na
fabricação de componentes a base de níquel e na industria automotiva para
usinagem de peças de ferro fundido (Metal Handbook, 1989).
No início dos anos 70 verificou-se que o alumínio e o oxigênio poderiam
substituir o nitrogênio e silício na estrutura cristalina dos materiais a base de
Si3N4. Este grupo de cerâmicas ficou conhecido como SIALON (Si – Al – O –
N). O SIALON possui boa tenacidade a fratura, boa resistência a oxidação e
boa resistência a abrasão. A Fig. 2.4 apresenta a microestrutura de uma
ferramenta de SIALON.
Figura 2.4 - Microestrutura do SIALON
(Kennametal Hertel, 1995)
2.3.2.2- Ferramentas a Base de Alumina
Cerâmica Branca
A cerâmica branca é constituída basicamente de grão finos de óxido de
alumina sinterizados com pequenas adições de óxido de magnésio,

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica 17
aproximadamente 1%, responsável por inibir o crescimento de grão. As
ferramentas de cerâmica branca possuem altos valores de dureza, de
resistência ao desgaste e excelente estabilidade química. Entretanto estas
ferramentas possuem baixa resistência a fratura e baixa resistência à choques
mecânicos e térmicos.
Para aumentar a tenacidade das ferramentas de alumina branca adiciona-se
zircônia a matriz de alumina. Uma ferramenta de alumina pura possui
coeficiente de tenacidade à fratura K1C de 180 N/mm 3/2 . Ao se adicionar 15%
de ZrO2 o valor de tenacidade à fratura sobe para 300 N/mm 3/2 (Machado e
Silva, 1999). Entretanto, teores de zircônia superiores a 15% resultam em
diminuição do valor de tenacidade a fratura.
Dentre as principais aplicações das ferramentas de alumina branca com
zircônia está o torneamento de peças de ferro fundido cinzento, ferro fundido
nodular e ferro fundido maleável, com velocidades de corte da ordem de 900
m/min, onde a excelente estabilidade química da Al2O3 e da ZrO2 desempenha
importante papel. Aços carbono, ligados e aços ferramenta endurecidos,
também podem ser torneados com velocidade de corte até 1080 m/min (Abrão,
1995).
Para operações de acabamento, recomenda-se a utilização de insertos de
cerâmica branca com baixo teor de ZrO2. Já para operações de desbaste onde
a taxa de remoção de material é elevada, insertos de alumina branca com alto
ter de zircônia são mais indicados.
Cerâmica Mista
Com o intuito de se melhorar as propriedades das ferramentas de alumina,
principalmente com relação a resistência ao choque térmico e mecânico,
adições de carboneto de titânio são empregadas. Estas ferramentas são
conhecidas como cerâmica mista ou cerâmica negra, devido a sua coloração.
As ferramentas de cerâmica mista consistem de uma matriz de grãos finos de
Al2O3, com tamanho médio de 0,5 a 1,0 µm, contendo 20 a 30% de carboneto

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica 18
de titânio com granulometria média variando de 0,2 a 0,5 µm. Uma ferramenta
típica de cerâmica mista contendo 30% de TiC possui dureza de
aproximadamente 2.200 HV e tenacidade à fratura de 4,5 MPam 0.5 (Abrão,
1995).
Adições de TiC e TiN à matriz de alumina resultam em uma fase dura na
ferramenta, aumentando a dureza à quente e a estabilidade química, o que
propicia alta resistência ao desgaste e boa qualidade superficial (Tönsfoff et al,
citado por Almeida, 2001). A dureza a quente, 1.000ºC, da ferramenta de
cerâmica mista é superior a dureza a quente da cerâmica branca, 800 HV da
primeira contra 650 HV da segunda (Abrão, 1995).
Aplicações típicas da cerâmica mista incluem o torneamento de ferro fundido
com dureza inferior a 35 HRc e operações de acabamento de aços
endurecidos com 35 a 65 HRc (Abrão, 1995). Tanto nas ferramentas de
cerâmica branca ou cerâmica mista recomenda-se chanfrar a aresta de corte
com o objetivo de aumentar a resistência da mesma.
Na maioria das operações de corte os fabricantes de ferramentas de cerâmica
recomendam a sua utilização sem a presença de fluído de corte.
Cerâmica Reforçada com Carboneto de Silício
A cerâmica reforçada com carboneto de silício foi desenvolvida nos anos 80 e
teve grande receptividade. Monocristais de carboneto de silício (whiskers) , na
forma de longos cilindros com 0,5 a 0,6 µm de diâmetro e 10 a 80 µm de
comprimento, são adicionados em até 20% em uma matriz de alumina
(Machado e Silva, 1999). A Fig. 2.5 mostra a microestrutura de ferramenta de
alumina contendo aproximadamente 30% em volume de SiC (Trent e Wrihgt,
2000).

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica 19
Figura 2.5 - Ferramenta de cerâmica reforçada com Whiskers (Trent e Wright,
2000)
Como o carboneto de silício possui maior resistência ao choque térmico e
maior condutividade térmica em relação à alumina, as ferramentas reforçadas
com Whiskers são menos susceptíveis a falhas devido a variações térmicas.
A adição do carboneto de silício também aumenta a tenacidade da ferramenta,
uma vez que trincas que se propagam através da matriz de alumina, ao se
depararem com os cilindros de carboneto, promovem a separação deste da
matriz, o que absorve grande quantidade de energia da fratura e impede a
propagação da trinca. Mesmo que a trinca possua ainda energia suficiente
mesmo após o desprendimento do Whisker, para continuar se propagando na
ferramenta, é preciso que ela quebre ou circunde o cilindro de carboneto de
silício. Como os monocristais de SiC têm resistência elevada, a trinca não
atravessa sua estrutura, tendo portanto que desviar, processo que consome
energia e evita sua propagação.
As ferramentas de alumina reforçadas com Whiskers não devem ser utilizadas
na usinagem de aços com dureza baixa devido à afinidade química do silício e
carbono com o ferro. Essas ferramentas são empregadas na usinagem de
super ligas de níquel, aços endurecidos mesmo com presença de corte
interrompido e aços inoxidáveis.
A tabela 2.2 apresenta as propriedades mais importantes das principais
ferramentas de cerâmicas (Machado e Silva, 1999).

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica 20
Tabela 2.2 – Propriedade das Ferramentas de Cerâmica
Material Módulo de
Elasticida
de (Gpa)
Dureza
(Gpa)
Tenacidade
K1C
(Mpa.m 0,5 )
Coef.
Dilatação
Térmica
(10 -6 .K -1 )
Condut.
Térmica
(Wm -1 .K -1 )
Si3N4/SIALON 300 15,6 6,5 3,1 9,7
Al2O3 400 17,2 4,3 8,0 10,5
Al2O3 + ZrO2 390 16,5 6,5 8,5 8,0
Al2O3 + TiC 420 20,6 4,5 8,5 13,0
Al2O3 + SiC 390 18,5 8,0 - 32,0
2.3.3- Nitreto Cúbico de Boro Policristalino (PCBN)
Depois do diamante, o nitreto cúbico de boro é o material com maior dureza.
Dependendo da orientação da superfície de teste com relação ao reticulado
cristalino, a dureza pode variar de 4.000 a 5.000 HV (Trent, 1984). O nitreto
cúbico de boro possui estabilidade térmica melhor que o diamante e não reage
com o ferro. O CBN não é achado na natureza, é complemente produzido pelo
homem e foi, pela primeira vez, sintetizado com sucesso em 1957 na General
Electric Co., quando R. H. Wentorf submeteu o boro hexagonal a pressões
elevadas.
Para fabricação do nitreto cúbico de boro é necessário que o nitreto de boro
seja formado a partir da reação do cloreto de boro com a amônia, gerando
ainda como sub produto o ácido clorídrico conforme apresento na Eq. (2.1):
BCl3 + NH3 ⇒ BN + 3HCl (2.1)
O nitreto de boro assim formado possui estrutura cristalina hexagonal como o
grafite. Além do arranjo cristalino hexagonal (HBN), o nitreto de boro existe
ainda na forma cúbica dura (CBN) ou na forma de wurtizita hexagonal (WBN).
Sob condições ambientais o HBN é a forma estável do nitreto de boro, e as
forma WBN e CBN são as fases metaestáveis. As características da estrutura

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica 21
cristalina de cada uma das formas do nitreto de boro são apresentadas na Tab.
2.3 (Bochko, 2000):
Tabela 2.3 – Características das formas do nitreto de boro
Forma Número de
Coordenação
Nº Átomos p/
Célula Unitária
Reticulado (nm)
a c
Densidade
(g/cm 3 )
HBN 3 4 0,2504 0,661 2,29
WBN 4 4 0,255 0,423 3,50
CBN 4 8 0,3615 - 3,51
A conversão do nitreto de boro hexagonal para a forma cúbica é realizada
submetendo-se o HBN a elevadas pressões e temperaturas com a adição ou
não de solventes/catalisadores para acelerarem a transformação. O pó obtido a
partir desta transformação possui geralmente granulometria fina, variando de
submicra a 400 µm, e o cristais predominantemente possuem forma tetraédrica
(Abrão, 1995). Apesar do monocristais obtidos possuírem granulometria muito
fina, ferramentas de monocristais de CBN com aresta de corte com 8,0 mm de
comprimento e 2,0 mm de espessura podem ser achadas no mercado
(Machado e Silva, 1999).
A utilização de catalisadores possibilita a redução da temperatura e pressão
requeridas para a transformação HBN → CBN. Segundo Tomilson e Weldake,
citados por Abrão (1995), os catalisadores/solventes mais adequados são os
metais alcalinos e os alcalinos terrosos e seus nitretos e boratos. Ligas de
alumínio com ferro, cobalto e níquel também são efetivas na produção de grãos
finos de nitreto cúbico de boro.
O nitreto cúbico de boro é formado por dois reticulados cúbicos de face
centrada que se penetram reciprocamente, sendo uma face formada por
átomos de boro e a outra por átomos de nitrogênio. O CBN possui uma
estrutura muito rígida com 75% das ligações entre átomos vizinhos sendo
covalente e o restante iônica (Trent, 1991).

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica 22
Os policristais de nitreto cúbico de boro são obtidos através da metalurgia do
pó. Os monocristais de CBN, juntamente com um ligante, são submetidos a
elevadas pressões e temperaturas. O processo é similar ao utilizado na
transformação do nitreto de boro da forma hexagonal para a forma cúbica, e
catalisadores também devem ser adicionados para acelerar o processo. Em
alguns casos a transformação do HBN em monocristais de CBN e a obtenção
dos policristais se dão em uma única etapa.
A tenacidade dos monocristais é inferior à tenacidade dos policristais. Por esta
razão, o campo de aplicação dos policristais é maior que dos monocristais,
apesar destes últimos possuírem maior resistência ao desgaste e maior dureza
que os policristais. A resistência ao desgaste dos policristais pode ser
aumentada, aumentando-se os tamanhos dos grãos que compõem o policristal
(Clark e Sen, 1998).
Os processos de fabricação dos policristais de nitreto cúbico de boro são
geralmente classificados em quatro categorias: o processo de conversão
catalítica, o processo do meio ligante, o processo de sinterização direta e o
processo de conversão direta. No processo de conversão catalítica o
catalisador, um metal ou liga metálica, ajuda na conversão do HBN para CBN
que ocorre simultaneamente com a formação do policristal de CBN. Já o
processo do meio ligante é realizado em duas etapas. Primeiro há a conversão
do HBN em CBN, em seguida os cristais de CBN são misturados com ligas
metálicas que ajudarão na aglutinação dos monocristais com o ligante para
formar o policristal. O processo da sinterização direta também é um processo
que ocorre em duas etapas, e é similar ao processo anterior, só que não é
adicionada liga metálica para ajudar na aglutinação dos monocristais. No
processo de conversão direta, que ocorre em um único estágio, o HBN é
transformado diretamente em CBN sem a ajuda de catalisadores ou meio
ligante. Esse método, que embora seja teoricamente e praticamente possível
de ser realizado, não é utilizado na prática devido à dificuldade de se conseguir
um número consistente de ligações uniformemente distribuídas entre os cristais
de CBN. Com isso a densidade e resistência do PCBN são menores que o
necessário (Bochko, 2000).

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica 23
Ferramentas de PCBN, em sua grande maioria, possuem monocristais de CBN
com granuolmetria variando de 1 a 10 µm e são caracterizadas pelo teor de
CBN e pelo composto utilizado como ligante, que pode ser um metal (ligas de
Ni-Co), um carboneto de titânio ou de tungstênio, ou uma cerâmica (TiN,
AlB2/AlN). A proporção do ligante varia de 5 a 70% (Abrão, 1995). A Fig. 2.6
mostra a microestrutura de uma ferramenta de PCBN que tem como ligante
carboneto de titânio (Seco Tools, 2000).
Figura 2.6 - Ferramenta de PCBN com TiC (Seco Tools, 2002)
Com referência ao teor de CBN, os policristais de nitreto cúbico de boro podem
ser divididas em dois grupos: as com alto teor de CBN (≈ 90% vol.)
denominadas CBN-H, e as com baixo teor de CBN (50 a 70% vol.)
denominadas CBN-L. Os policristais com alto teor de CBN utilizam cobalto
como principal elemento ligante. Já nos policristais de CBN-L o nitreto de titânio
é o principal ligante. Um fenômeno confuso que ocorre com as ferramentas de
PCBN é que no torneamento de acabamento de materiais endurecidos, CBN-L
apresenta vida maior e melhor acabamento superficial (Ra = 0,25 µm ou menor)
quando comparado com o CBN-H, que possui maior dureza e maior tenacidade
a fratura que o CBN-L. Alguns autores atribuem a maior resistência ao
desgaste do CBN-L à maior resistência do ligante que é utilizado. Outros
afirmam que o menor desgaste do CBN-L está associado ao efeito protetivo
criado na região de desgaste de flanco da ferramenta por camadas de material
que ali ficam aderidas. A maior quantidade de deformação plástica e maior
densidade de defeitos no CBN-H, quando comparado com o CBN-L, é também
uma das afirmações feitas para justificar o maior desgaste do primeiro em
relação ao segundo (Chou et al., 1994). Segundo Bossom, citado por Chou,
1994, a menor condutividade térmica do CBN-L provocaria aumento da
temperatura na região de interface cavaco ferramenta, e provocaria o

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica 24
amaciamento do material da peça, diminuindo o desgaste da ferramenta de
PCBN com baixo teor de CBN.
A Fig. 2.7 mostra a microestrutura de uma ferramenta de PCBN-L, contendo
45% de CBN e tendo o nitreto de titânio como ligante (Seco Tools, 2002)
Figura 2.7 - Ferramenta de PCBN-L (Seco Tools, 2002)
A geometria das ferramentas de PCBN é geralmente caracterizada por um
ângulo de saída bastante negativo e arestas reforçadas e chanfradas para
evitar o lascamento da aresta de corte devido às elevadas tensões de
compressão.
A tabela 2.4 mostra a comparação entre as propriedades dos principais tipos
de ferramentas de corte disponíveis no mercado (Abrão, 1995):

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica 25
Tabela 2.4 – Propriedade das Ferramentas de Corte
Propriedade Metal Duro Alumina
Composição típica
(% em volume)
89,5% WC,
10%Co,
0,5% outros
Branca
90-95%
Al2O3, 5-
10% ZrO2
Alumina
Mista
55-60%
Al2O3, 30%
TiC, 5-10%
ZrO2
Alumina
Whisker
75% Al2O3,
25% SiC
Nitreto de
Silício
77% Si3N4,
13% Al2O3,
10% Y2O3
PCBN
98%
CBN, 2%
AlB2/AlN
Densidade (g/cm 3 ) 14,5 3,8 – 4,0 4,3 3,7 3,2 3,1
Dureza a 25º C
(HV)
Dureza a 1000ºC
(HV)
Tenacidade à
Fratura (Mpa.m 0,5 )
Condutividade
Térmica (W/mK)
Módulo de
Elasticidade
(kN/mm 2 )
Coeficiente de
Expansão Térmica
(x10 -6 /K)
1.600 1.700 1.900 2.000 1.600 4.000
≈400 650 850 900 900 ≈1.800
13 1,9 2,0 8,0 6,0 10,0
85 8 - 10 12 - 18 32 23 100
580
5,5
380
8,5
2.4- Usinagem de Materiais Endurecidos
Com o desenvolvimento de novos materiais para ferramentas de corte com
geometria definida, o processo de usinagem de metais endurecidos tem estado
cada vez mais em evidência. Antes do advento de ferramentas ultraduras,
como o PCBN, a usinagem de materiais com dureza superior a 45 HRc só era
realizada através de operações de retificação. Hoje, as alterações significativas
nos processos de usinagem de materiais endurecidos têm proporcionado
420
8,0
diversos benefícios ambientais e econômicos.
390
6,4
300
3,2
680
4,9

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica 26
2.4.1- Mecanismos de Endurecimento dos Metais
Endurecer, ou aumentar a resistência mecânica de um metal significa aumentar
sua resistência a deformação plástica. A deformação plástica de um metal
ocorre essencialmente devido ao movimento de suas deslocações, que são
defeitos cristalinos cuja presença indica que um grande número de átomos está
deslocado de suas posições normais. Dessa forma, para aumentar a
resistência mecânica de um metal, deve-se eliminar suas deslocações ou
reduzir a mobilidade das mesmas.
A eliminação das deslocações é conseguida através da fabricação de materiais
praticamente isentos de defeitos internos, os Whiskers, que possuem tensões
de escoamento elevadíssimas, próximas aos valores teóricos de resistência
dos materiais. Entretanto este processo de endurecimento possui limitações
devido ao elevado custo do material e dificuldade prática de se obterem cristais
com grandes seções transversais (Coutinho, 1992).
O outro método de aumentar a dureza dos metais, que consiste em reduzir a
mobilidade das deslocações, é realizado basicamente através de cinco
mecanismos: solução sólida, refino do grão, introdução de partículas de uma
segunda fase, aumento da densidade das deslocações e transformações de
fase.
O endurecimento por solução sólida pode ser realizado através da introdução
de solutos substitucionais ou solutos intersticiais na rede cristalina de um metal.
No caso de solutos substitucionais a intensidade do efeito de endurecimento
depende da diferença entre os diâmetros dos átomos do soluto e do solvente, e
da perturbação na estrutura eletrônica do solvente. Em geral, a presença de
átomos substitucionais provoca uma distorção simétrica na rede cristalina do
solvente, resultando em um efeito endurecedor moderado. Já os solutos
intersticiais criam distorções assimétricas na rede do solvente, exercendo um
efeito endurecedor muito mais intenso (Coutinho, 1992). Este é o caso do
carbono e nitrogênio na rede cristalina do ferro-α.

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica 27
O aumento da resistência dos metais por meio do refino da granulometria é o
único mecanismo de endurecimento no qual o aumento da resistência
mecânica vem acompanhado de aumento da tenacidade.
O endurecimento através da introdução de partículas de uma segunda fase
poder ser realizado por precipitação ou por dispersão. No caso da dispersão o
endurecimento é obtido por uma segunda fase insolúvel finamente dispersa em
uma matriz metálica. Já a precipitação ocorre pela solubilização e resfriamento
rápido de uma liga formada por uma única fase a temperaturas elevadas e por
duas fases a temperaturas mais baixas. As partículas precipitadas são
partículas deformáveis e podem ser cortadas pelas deslocações em
movimento. O efeito de endurecimento é devido ao trabalho realizado quando
uma deslocação corta o precipitado e tem de criar uma nova interface
precipitado-matriz, além de reorganizar as ligações dentro do precipitado. No
caso de um sistema endurecido por dispersão, as partículas são indeformáveis,
as deslocações têm de contornar estas partículas através da formação de
circuitos de deslocações, sendo necessário aumentar a tensão aplicada para
que isto ocorra (Coutinho, 1992).
O aumento da densidade das deslocações é outro mecanismo de
endurecimento dos metais. Quanto maior o comprimento total das linhas das
deslocações por unidade de volume, maior a quantidade de deslocações que
serão interceptadas por uma dada deslocação quando esta se move em seu
plano de escorregamento. O endurecimento ocorre uma vez que o corte de
uma deslocação por outras demanda trabalho extra.
Nos aços, os efeitos produzidos por transformações de fase dependem da
temperatura na qual estas ocorrem. Em geral quanto menor a temperatura de
transformação, maior é o efeito de endurecimento. A temperatura de
transformação influi sobre todos os mecanismos de endurecimento, quase
sempre aumentando sua intensidade. Quanto menor a temperatura de
transformação menor o tamanho do grão do produto da transformação. Quanto
menor a temperatura de transição maior a quantidade de deslocações criadas.
Quanto menor a temperatura de transformação mais fina é a dispersão de
quaisquer fases precipitadas, aumentando a dureza. E por fim, quanto menor a
temperatura de transformação maior a tendência de se reter soluto em uma

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica 28
solução super saturada, resultando em maior endurecimento por solução
sólida.
2.4.2- Nitretação
A nitretação é um tratamento termoquímico para produzir uma camada dura em
aço mediante a difusão de nitrogênio em fase ferrítica. A camada dura é obtida
pela precipitação de nitretos na região onde penetrou o nitrogênio intersticial.
Na ferrita supersaturada, com até 6% de nitrogênio, precipitam-se nitretos de
ferro γ - Fe4N. Para valores superiores de supersaturação precipitam-se nitretos
ε de Fe2N. Estes dois nitretos formam a camada branca superficial (Pedraza et
al., 1989).
Elementos de liga dos aços tais como alumínio, titânio, cromo e molibdênio são
fortes formadores de nitretos. Quando estes elementos estiverem dissolvidos
no aço, eles formarão nitretos preferencialmente. Estes nitretos aumentam a
dureza e diminuem a espessura da camada nitretada.
Ao se realizar o tratamento de nitretação busca-se obter uma alta resistência
superficial, aumentar a resistência ao desgaste e diminuir os lascamentos e
aumentar a resistência do material à fadiga.
Existem dois métodos para realização da nitretação: a nitretação gasosa e a
nitretação em banho de sal. Na nitretação gasosa, o aço é aquecido a
temperaturas em torno de 510 ºC em atmosfera contendo o gás nitretante, o
amoníaco. Na superfície do aço ocorre reação apresentada na Eq. (2.2):
2NH3 ↔ 2NFe + 3H2 (2.2)
A nitretação gasosa é utilizada em peças onde se objetiva camada nitretada
com espessura variando de 0,2 mm a 0,7 mm.
Na nitretração em banho de sais é utilizada uma mistura contendo 60 a 70%
em peso de NaCN e de 30 a 40% de KCN e uns poucos porcentos de
carbonatos (Na2CO3) e cianatos (NaCNO) para produzir a camada nitretada.

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica 29
Os ciclos de nitretação em banhos de sais são mais curtos do que os da
nitretação gasosa (Pedraza et al., 1989).
2.4.3- Forças de Corte
A força de usinagem pode ser responsável direta pelo colapso da ferramenta
de corte por deformação plástica e também influencia diretamente no
desenvolvimento de outros mecanismos de desgaste. A força de usinagem
pode ser considerada como dependente apenas de dois fatores principais que
são a área dos planos de cisalhamento primário e secundário, e a resistência
ao cisalhamento do material da peça nestes planos (Machado e Silva, 1999).
Desta maneira, se a variação de qualquer parâmetro do processo de usinagem
alterar a área e a resistência ao cisalhamento nestes planos, haverá alteração
da força de usinagem.
2.4.4- Fatores que Influenciam na Força de Usinagem
O aumento da profundidade de corte e do avanço irão aumentar diretamente as
áreas dos planos de cisalhamento primário e secundário e com isso aumentar,
quase na mesma proporção, as forças de usinagem.
De maneira geral a velocidade de corte tem pouca influência sobre a força de
corte, desde que as velocidades utilizadas sejam superiores a velocidade
crítica, na qual não há surgimento da aresta postiça de corte. Para velocidades
de corte muito baixas, onde a APC ainda está ausente, o aumento da
velocidade provoca diminuição da força de corte devido ao aumento da
temperatura, e com isso, diminuição da resistência ao cisalhamento do material
da peça. Com o surgimento da APC a força de corte diminui devido ao
aumento do ângulo de saída efetivo e redução do plano de cisalhamento
secundário. O crescimento da APC provoca redução da força de corte, que só
volta a aumentar quando a velocidade de corte atinge valores nos quais a APC
se torna instável. A força continua a crescer até o ponto onde a velocidade
atinge o valor da velocidade crítica. Para velocidades acima da velocidade

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica 30
crítica, verifica-se experimentalmente que, a força de corte tende a sofrer uma
pequena redução com o aumento da velocidade. O aumento de velocidade
provoca uma maior geração de calor, que se por um lado tende a diminuir a
força de corte devido a redução da resistência do material da peça, por outro
torna o material mais dúctil, provocando o aumento do coeficiente de atrito no
plano de escorregamento secundário, devido ao crescimento das junções das
asperidades, o que favorece aumento da força de corte. A Fig. 2.8 (Trent,
1984) mostra a variação da força de usinagem com a velocidade de corte para
alguns materiais.
Figura 2.8 - Influência da Velocidade de Corte na Força de Corte (Trent, 1984).
As características da ferramenta de corte, material e geometria, também
influenciam na força de corte. Se houver afinidade química do material da peça
com o material da ferramenta, uma zona de aderência estável e forte será
formada na área da seção de corte, aumentando o coeficiente de atrito na
interface da ferramenta com a peça, e consequentemente, aumentando a força
de corte. Entretanto, se não houver afinidade metalúrgica não existirão fortes
ligações de aderência, o coeficiente de atrito será baixo e a força de usinagem
reduzida. Com relação a geometria da ferramenta o fator com maior influência
é o valor do ângulo de saída. Uma redução no ângulo de saída aumenta a área

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica 31
de contato cavaco-ferramenta, e impõe uma restrição maior ao deslizamento
do cavaco sobre a superfície de saída, o que aumenta a força de usinagem.
Além do ângulo de saída o ângulo de posição também afeta o valor da força de
usinagem. O aumento do ângulo de posição, mantendo-se o ângulo de posição
secundário, provocará ligeira diminuição da força de corte (Machado e Silva,
1999).
Para a usinagem de materiais endurecidos, cuidado especial deve ser
observado na escolha da geometria da ferramenta. Devido a alta resistência do
material da peça, chanfro na aresta de corte e ângulo de saída negativo devem
ser utilizados para aumentar a resistência da ferramenta. Entretanto, um ângulo
de saída negativo grande aumentará muito a força de corte, provocará
deformações plásticas mais severas e consequentemente elevadas
temperaturas durante o corte, provocando um impacto negativo na
performance da ferramenta (Chou et al., 1994).
Além das variáveis citadas acima, o material da peça terá grande influência no
valor da força de usinagem. De uma maneira geral, quanto maior a resistência
do material da peça, maior a resistência ao cisalhamento nos planos de
cisalhamento e com isto, maior será o valor da força de corte. Entretanto, como
na grande maioria das vezes, o aumento da resistência está associado à baixa
ductilidade e vice-versa, materiais com baixa resistência mecânica irão
apresentar força de usinagem relativamente elevada, devido ao aumento do
coeficiente de atrito na interface cavaco ferramenta.
Forças de corte na usinagem de materiais endurecidos não são muito
superiores quando comparadas com as forças geradas na usinagem de
materiais recozidos devido a pequena quantidade relativa de deformação
plástica do cavaco que ocorre na usinagem de materiais endurecidos e
também da pequena área de contato cavaco ferramenta, a qual reduz a força
de atrito. Mesmo assim, as forças de corte na usinagem de materiais
endurecidos atingem valores de 30 a 80% superiores às forças na usinagem de
materiais macios (Abrão, 1995).

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica 32
A Fig. 2.9 mostra a variação da força de corte, força de avanço e força passiva
com a seção de corte na usinagem de três materiais com diferentes valores de
resistência a tração (Ferraresi, 1977).
Figura 2.9 - Influência da Seção de Corte e Resistência do Material nas
Componentes de Força de Usinagem (Ferraresi, 1977).
2.5- Desgaste e Mecanismos de Desgaste na Ferramenta de Corte
À medida que o material é removido da peça durante o processo de usinagem
ocorre também perda de material na ferramenta de corte. Esta perda é
indesejável, pois provoca alterações no formato e na geometria da ferramenta
e irá afetar a rugosidade superficial e tolerâncias dimensionais da peça
usinada. Como os custos do processo são diretamente relacionados ao
consumo das ferramentas e eficiência do processo, a compreensão dos
mecanismos de desgaste que ocorrem durante a ação do corte é de vital
importância para que se possa minimizar ou até mesmo evitar o desgaste das
ferramentas.

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica 33
2.5.1- Formas de Desgaste
Durante o processo de usinagem as partes mais solicitadas da ferramenta são
a aresta de corte, a face (superfície de saída) e o flanco (superfície de folga).
Nestas regiões pelo menos três formas de desgaste podem ser identificadas:
• Desgaste por cratera, representado na Fig. 2.10 pela área A;
• Desgaste de flanco, representado pela área B da figura 2.10;
• Desgaste de entalhe (notchwear), áreas C e D da Fig. 2.10.
Figura 2.10 - Principais áreas de desgaste de uma ferramenta de corte
2.5.1.1- Desgaste de Cratera
O desgaste de cratera é a forma de desgaste mais comum que ocorre na
superfície de folga da ferramenta. É geralmente associado com altas
temperaturas geradas na interface cavaco ferramenta e ocorre devido a uma
combinação entre os mecanismos de desgaste de difusão e aderência quando
o cavaco se move sobre a superfície de saída (Abrão, 1995).
A profundidade da cratera KT pode ser utilizada para determinar o desgaste da
ferramenta e servir como critério de fim de vida da mesma. Como o desgaste
de cratera é devido à difusão e aderência, ele é mais importante em

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica 34
ferramentas de metal duro do que em ferramentas de cerâmica em função da
maior estabilidade química destas últimas. A Fig. 2.11 mostra a representação
gráfica do desgaste de cratera com os parâmetros utilizados para medir esta
forma de desgaste.
Figura 2.11 - Parâmetros utilizado para medir desgaste de cratera (ISO 3685,
1993)
O valor adotado pela ISO 3685 como fim de vida da ferramenta utilizando como
critério a profundidade da cratera é obtido de acordo com a Eq. (2.3), onde f é
o avanço em mm/revolução
KT = 0,06 + 0,3f (2.3)
A posição da cratera com relação à aresta de corte é importante para
ocorrência ou não da falha catastrófica da ferramenta. Uma cratera larga e
profunda mas distante da aresta de corte pode ser menos perigosa do que uma
cratera mais fina e menos profunda mais próxima da aresta de corte. Por esta
razão os valores de KM, distância entre a aresta principal de corte e o ponto
mais profundo da cratera, e de KB, distância entre a aresta principal de corte e
final da cratera, são medidos e podem ser utilizados como informação adicional
no critério de fim de vida da ferramenta (ISO 3685, 1993).
A profundidade máxima da cratera usualmente ocorre próxima ao ponto médio
do comprimento de contato entre o cavaco e a superfície de saída, onde se
acredita atingir os maiores valores de temperatura. Desgaste de cratera
excessivo altera a geometria da ferramenta e pode afetar adversamente a
formação de cavaco e fragilizar a ferramenta (Abrão, 1995).

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica 35
2.5.1.2- Desgaste de Flanco
O desgaste de flanco é a forma mais comum de desgaste de ferramentas de
corte. O desgaste de flanco é relativamente fácil de ser medido e sua
ocorrência resulta em perda do ângulo de folga, provocando com isso aumento
do atrito entre a ferramenta e a peça, aumentando assim a força de usinagem.
Em geral, o desgaste de flanco é o principal fator limitante da vida da
ferramenta e é um dos principais critérios de fim de vida utilizados em teste de
usinagem.
Normalmente todos os materiais utilizados em ferramentas de corte possuem
alta taxa de desgaste de flanco no início da usinagem, a qual diminui
consideravelmente após um certo tempo, atingindo um valor crítico, a não ser
que velocidades de corte excessivas sejam utilizadas (ISO 3685, 1993). Com a
continuidade do processo de corte, um segundo valor crítico é alcançado, e
após este valor a taxa de desgaste de flanco volta a crescer drasticamente.
A Fig. 2.12 mostra os parâmetros empregados para determinação do desgaste
de flanco de acordo com a norma ISO 3865.
Figura 2.12 - Parâmetros utilizados para medir o desgaste de flanco (ISO 3685,
1993).

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica 36
Segundo a norma ISO 3685 o critério de fim de vida mais utilizado nos ensaios
de usinagem para metal duro, aço rápido e cerâmica é desgaste de flanco
máximo (VBB Máx) igual a 0,6 mm e desgaste de flanco médio (VBB) igual a 0,3
mm.
2.5.1.3- Desgaste de Entalhe
O desgaste de entalhe acontece de forma combinada na face e no flanco da
ferramenta e ocorre adjacente ao ponto onde a aresta principal de corte
intercepta o material da peça. Em casos onde o desgaste de entalhe é
predominante, como na usinagem de ligas de Ni com metal duro ou cerâmica,
ele pode se utilizado como medida de desgaste da ferramenta. E nestes caso o
valor de VN pode se usado como critério de fim de vida da ferramenta. Na Fig.
2.13 pode-se verificar uma ferramenta que apresenta desgaste de entalhe.
Figura 2.13 - Desgaste de Entalhe (Kennametal Hertel, 1995).
Como ainda não existe um consenso na literatura que explique exatamente a
formação do desgaste de entalhe, alguns autores tratam esta forma de
desgaste como um mecanismo de desgaste. O desgaste de entalhe ocorre
principalmente na usinagem de materiais resistentes a altas temperaturas. Nas
regiões onde o desgaste de entalhe acontece, as condições de
escorregamento prevalecem e o mecanismo de desgaste envolve abrasão e
transferência de material e é fortemente influenciado pelas interações com a
atmosfera (Machado e Silva, 1999).

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica 37
2.5.2- Mecanismos de Desgaste
As formas de desgaste se desenvolvem por vários mecanismos de desgaste.
Em todos os processos de usinagem os mecanismos de desgaste que ocorrem
nas ferramentas de corte com geometria definida são basicamente os mesmos
e estão apresentados na Fig. 2.14 (Trent, 1984).
Figura 2.14 - Mecanismos e processos de desgaste que podem acontecer nas
ferramentas de corte (Trent, 1984).
2.5.2.1- Deformação Plástica Superficial por Cisalhamento a Altas
Temperaturas
Este mecanismo ocorre principalmente na usinagem de materiais que possuem
elevado ponto de fusão utilizando-se ferramentas de aço rápido. Em função
das elevadas temperaturas desenvolvidas na interface cavaco ferramenta a
resistência ao escoamento do material da ferramenta diminui, e com isso as
tensões de cisalhamento ali geradas são suficiente para causar a deformação
plástica superficial (Machado e Silva, 1993). A Fig. 2.15 mostra uma ferramenta

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica 38
que sofreu deformação plástica superficial por cisalhamento a altas
temperaturas.
Figura 2.15 - Deformação Plástica devido a Elevadas Temperaturas
(Kennametal Hertel, 1995).
2.5.2.2- Deformação Plástica da Aresta de Corte sob Elevadas Tensões de
Compressão
Ocorre principalmente na usinagem de materiais que possuem elevada dureza
utilizando-se ferramentas de aço rápido e metal duro. A combinação de altas
tensões de compressão com temperatura elevada na superfície de saída da
ferramenta pode provocar deformação plástica da aresta de corte. Quando se
utilizam altas velocidades de corte e avanço elevado, a deformação plástica
leva a uma falha catastrófica, como mostrado na Fig. 2.16 (Kennametal Hertel,
1995).
Figura 2.16 - Falha Catastrófica (Kennametal Hertel, 1995).
O aumento da taxa de remoção de material, da velocidade de corte ou do
avanço é muitas vezes limitado pela deformação da ferramenta sob tensão de
compressão na superfície de saída. Falhas devido à deformação plástica são
mais prováveis em taxas de avanço elevadas e quando se usina materiais de
alta dureza. Ferramentas de metal duro com baixo teor de cobalto podem ser
utilizadas em velocidades de corte e taxas de avanço mais elevadas por causa
de sua maior resistência à deformação (Trent e Wright, 2000).

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica 39
Ainda segundo Trent e Wright (2000), ferramentas com ponta de corte mais
fina ou com raio de ponta muito pequeno começam a deformação na ponta de
corte em velocidades muito menores que ferramentas com grande raio de
ponto.
2.5.2.3- Desgaste Difusivo
Como este mecanismo envolve a transferência de átomos de um material para
o outro, e é fortemente dependente da temperatura e da solubilidade mútua
destes materiais na zona de cisalhamento secundário. Para que haja difusão é
necessário temperatura elevada e tempo suficiente para os átomos se
moverem através da estrutura cristalina. Em usinagem, as temperaturas
desenvolvidas na interface cavaco ferramenta são suficientemente altas para
provocar o processo difusivo. Entretanto, como a velocidade do cavaco sobre a
superfície de saída da ferramenta é relativamente elevada, não haveria tempo
suficiente para a difusão ocorrer, se não fosse a existência de uma camada de
material de aproximadamente 0,01 a 0,08 mm de espessura, que fica
estacionária em contato com a ferramenta (Machado e Silva, 1993). Nessa
região, conhecida como zona de aderência, a velocidade do material assume
valor zero, com isso há tempo suficiente para a difusão ocorrer. A renovação
constante da zona de aderência, devido ao fluxo de material da peça, garante a
continuidade do processo difusivo, uma vez que evita a saturação da zona de
aderência mantendo um gradiente de concentração suficiente para a difusão.
Além disso, o material da peça na zona de fluxo (região localizada a cima da
zona de aderência), possui elevada densidade de deslocações e sofre
constante recuperação dinâmica e recristalização. Novos grãos e contornos de
grãos são gerados facilitando a difusão, uma vez que a difusão através dos
contornos é muito mais rápida do que a difusão através do reticulado, mesmo
em condições estáticas (Trent e Wright, 2000).
Na usinagem de aço com ferramenta de metal duro o mecanismo de desgaste
difusivo ocorre devido à formação de carbonetos complexos do tipo (FeW)23C6
na ferramenta. Estes carbonetos possuem uma resistência à abrasão muito
menor que o carboneto de tungstênio original, o que provoca a fragilização da

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica 40
ferramenta de corte. O carboneto complexo de ferro e tungstênio se forma
quando o ferro do aço se difunde para a matriz de cobalto da ferramenta,
aumentando a solubilidade do carbono no cobalto de 0,07% para 2,1%
(Machado e Silva, 1993). Com esta maior solubilidade, o carbono do aço
também se difunde para a ferramenta promovendo a dissociação do carboneto
de tungstênio. A adição de titânio e tântalo nas ferramentas de metal duro da
classe P tem o objetivo de minimizar a formação deste carboneto complexo,
impedindo o enfraquecimento da ferramenta.
O desgaste difusivo poderá atuar tanto na superfície de saída como na
superfície de folga da ferramenta, e a taxa de desgaste irá aumentar com o
aumento da velocidade de corte e com o aumento do avanço. As áreas
desgastadas por difusão terão uma aparência lisa se observadas no
microscópio ótico (Machado e Silva, 1993).
Segundo Trent e Wright, 2000, o mecanismo de desgaste presente na
craterização de ferramentas de WC-Co é o desgaste difusivo. Através da
análise feita na seção da cratera de ferramentas de metal duro, não foi
evidenciada deformação plástica por cisalhamento. Comparando-se o perfil da
cratera com as isotermas formadas durante a usinagem de aço, verifica-se que
a maior profundidade da cratera está associada às mais altas temperaturas
desenvolvidas, conforme mostrado na Fig. 2.17. Evidências de temperaturas,
deduzidas a partir de observação de ferramentas de aço rápido e metal duro
desgastadas, sugerem que quando ocorre a craterização de ferramentas as
máximas temperaturas na interface cavaco ferramenta variam de 850° a
1.200°C. Estas temperaturas são suficientemente elevadas para que a difusão
em estado sólido ocorra. Além disto as características da superfície são
consistentes com o processo de desgaste por difusão sólida.

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica 41
Figura 2.17 - Comparação entre profundidade de cratera e perfil de
temperatura (Trent, 1984)
Apesar de o processo de difusão ser amplamente conhecido e estudado, taxas
de difusão determinadas a partir de estudos de pares difusionais não podem
ser utilizadas para prever a taxa de desgaste de ferramentas de corte, porque
as condições na interface ferramenta são muito diferentes das condições
estáticas utilizadas nos testes.
2.5.2.4- Desgaste por Aderência e Arrastamento - Attrition
O Attrition ocorre geralmente quando o contato do fluxo de material sobre a
superfície da ferramenta for irregular. Em baixas velocidades de corte, quando
surgir a aresta postiça de corte e esta for instável, o contato com a ferramenta
será menos contínuo e, sob essas condições, fragmentos microscópicos são
arrancados da superfície da ferramenta e arrastados junto ao fluxo de material
adjacente a interface. Além das baixas velocidades de corte, o corte
interrompido e a profundidade de corte variável também promovem o fluxo
irregular de material favorecendo a participação do mecanismo de desgaste por
attrition (Machado e Silva, 1993).
O desgaste por attrition ocorre com maior frequência na usinagem de peças
delgadas, em máquinas com baixa rigidez, devido ao surgimento de vibrações
que provocam o fluxo irregular de material (Trent, 1984).
Vista através de microscópio ótico a área desgastada por attrition possui uma
aparência áspera. A superfície desgastada por attrition é muito mais áspera
quando comparada a uma superfície desgastada por difusão. Entretanto, não
há uma linha divisória bem definida entre estas duas formas de desgaste.
Ambas operam simultaneamente. Superfícies desgastadas, quando o metal

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica 42
aderido é removido, apresentam freqüentemente alguns grãos com aparência
áspera e outros com aparência lisa (Trent e Wright, 2000).
2.5.2.5- Desgaste Abrasivo
O desgaste abrasivo envolve a perda de material por deformação plástica ou
fratura frágil do material da ferramenta através de microsulcamentos,
microcortes ou microlascamentos, provocados por partículas duras, como
carbonetos de cromo, vanádio e molibdênio, contidas no material da peça.
Além das partículas duras contidas no material a ser usinado, o desgaste
abrasivo também pode ser provocado quando fragmentos da própria
ferramenta são arrancados por attrition, adesão e arrastamento e se
movimentam sobre a superfície da ferramenta de corte.
A resistência da ferramenta ao desgaste abrasivo não está relacionada
exclusivamente com sua dureza a altas temperaturas, mas também com o seu
coeficiente de tenacidade a fratura. Como o desgaste abrasivo ocorre por
deformação plástica e por fratura frágil é importante o material possuir elevada
dureza e elevado módulo de escoamento para diminuir a taxa de desgaste
(Hutchings, 1992). Além disso, é importante que o material da ferramenta
possua partículas com dureza maior que as do material a ser usinado.
2.5.3- Aresta Postiça de Corte
Aresta postiça de corte (APC) é o nome dado ao material que fica aderido ao
redor da aresta de corte sobre a superfície de saída evitando o contato direto
do cavaco com a ferramenta. A APC ocorre em baixas velocidades de corte e
ela cresce até atingir um valor máximo, a partir do qual começa a diminuir com
o aumento da velocidade de corte até que esta chegue a um valor crítico no
qual a APC desaparece por completo. Em função da velocidade de corte ela
passa por fases em que mantém-se relativamente estável, instável e por último,
acima da velocidade de corte crítica, ela desaparece totalmente. Na sua
presença o fluxo de cavaco torna-se intermitente, promovendo mecanismos de

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica 43
adesão e de arrancamento de material (stick-slip), denominado por attrition. Ou
seja, a APC simplesmente não pode ser considerada com um mecanismo de
desgaste, pois associa a adesão, encruamento, geração de estado triaxial de
tensões e nucleação e coalescimento de microtrincas. Na sua presença as
formas de desgaste de cratera e de flanco são aceleradas.
A aresta postiça de corte é um problema significativo e ocorre na usinagem de
materiais ferrosos e não ferrosos e não é usualmente observada quando se
usina metais monofásicos (Abrão, 1999). A APC é indesejável, pois muda a
geometria da ferramenta, aumenta o desgaste nas superfícies de saída e folga
provocando um acabamento superficial ruim na peça usinada. A Fig. 2.18
mostra um inserto com aresta postiça de corte.
Figura 2.18 - Aresta Postiça de Corte (Kennametal Hertel, 1995)
2.5.4- Mecanismos de Desgaste na Usinagem de Aços Endurecidos
Segundo Broskea (2001), na usinagem de aços endurecidos utilizando-se
ferramentas de PCBN, desgaste abrasivo freqüentemente surge em conjunto
com reações químicas que ocorrem entre o material da ferramenta e o material
da peça. A velocidade de corte e o material da peça a ser usinada são os
aspectos mais críticos com relação ao desgaste abrasivo. Aços para matrizes,
contendo cromo e vanádio, aceleram o desgaste de ferramentas de PCBN.
Altas velocidades de corte produzem desgaste excessivo de flanco e
craterização na aresta de corte, Fig. 2.19.

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica 44
Figura 2.19 - Desgaste Abrasivo após Usinar e Aço Endurecido (Broskea,
2001).
Chou e Evans (1997) realizaram estudos para investigar os aspectos
microestruturais no desgaste de ferramentas de CBN na usinagem de aços
endurecidos. Segundo eles o tamanho dos carbonetos do material da peça tem
efeito decisivo no desgaste da ferramenta. A taxa de desgaste de flanco pode
ser relacionada com o diâmetro médio das partículas de carboneto do aço da
peça, carbonetos menores implicam em maior resistência ao desgaste da
ferramenta. Além disso, a resistência ao desgaste da ferramenta aumenta e a
taxa de desgaste diminui com a diminuição do tamanho dos grãos de CBN.
Eles concluíram ainda que o mecanismo dominante no desgaste de
ferramentas com baixo teor de CBN e com ligante cerâmico é o attrition.
Dentro do sistema tribológico presente no processo de corte do aço utilizando-
se ferramentas com geometria definida, o material da peça é um dos principais
elementos, e suas características como composição química, dureza e
microestrutura irão influenciar no desgaste das ferramentas. Segundo
Chryssolouris, citado por Chou e Evans (1997), para elevadas taxas de
remoção de material, o desgaste da ferramenta é dependente da percentagem
de martensita e do tamanho, tipo e composição das fases duras.
Para a construção de mapas de desgaste, Lim et al. (2001), analisaram o
comportamento de ferramentas de metal duro recoberta com TiC na usinagem
dos aços AISI 1045 no estado recozido e AISI 4340 nos estados recozido e
temperado. Eles verificaram que as taxas de desgaste eram maiores quando o
aço 4340 era usinado, independentemente de seu estado. Não só a maior
resistência mecânica do aço 4340, que resulta em maiores forças de usinagem
e temperaturas mais elevadas na ferramenta, mas também a composição
química e microestrutura deste aço propiciaram maior taxa de desgaste da

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica 45
ferramenta. Apesar do teor de carbono, silício e manganês das duas ligas ser
semelhante, o aço AISI 4340 possui ainda níquel, cromo e molibdênio em sua
composição química. O níquel se dissolve na matriz de ferrita proporcionando
aumento da resistência mecânica e da tenacidade, além de favorecer a
tendência de endurecimento por deformação. O cromo e o molibdênio formam
carbonetos duros e estáveis que aumentam a dureza do aço mesmo em
temperaturas elevadas.
Poulachon et al. (2001), investigaram o comportamento de ferramentas de
PCBN revestidas com uma camada de 2µm de TiN na usinagem de aço
100Cr6 nos estados temperado e temperado/revenido. Eles concluíram que o
principal mecanismo de desgaste das ferramentas de PCBN é a abrasão por
partículas duras (corbonetos de cromo) contidos no material da peça. A
abrasão da ferramenta depende da natureza, do tamanho e da distribuição
destes carbonetos. Eles verificaram que a utilização de ferramentas de PCBN
com cobertura de TiN aumenta a vida da ferramenta devido à diminuição do
desgaste difusivo. Ainda segundo os autores, o desgaste da ferramenta é
frequentemente controlado pela fase ligante. O desgaste abrasivo pode ser
reduzido através da utilização de um ligante com dureza mais alta, como um
material cerâmico, ao invés de um ligante metálico.
Abrão (1995), realizou estudos na usinagem do aço para rolamento Ovako 825
(semelhante ao AISI E52100) com dureza de 62 HRc e do aço ferramenta para
trabalho a quente Carr’s 53S (semelhante ao AISI H13) com dureza de 51 HRc,
utilizando dois diferentes tipos de ferramentas de CBN e ferramentas de
cerâmica mista, cerâmica reforçada com Whiskers e cerâmica a base de nitreto
de silício. Ele verificou na usinagem do aço para rolamento endurecido
utilizando ferramenta de PCBN e de cerâmica mista, que os principais
mecanismos de desgaste são abrasão e difusão. Estes mesmos mecanismos
são os principais responsáveis pela falha da ferramenta de cerâmica a base de
nitreto de silício na usinagem do aço ferramenta.
Segundo Narutaki e Yamane, citados por Poulachon et al. (2001), na usinagem
de aços rápidos com ferramentas de PCBN, o desgaste da ferramenta é
controlado pela abrasão das partículas ultraduras contidas no material da peça,
e que a resistência da ferramenta aumenta com o aumento do teor de

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica 46
partículas de CBN na ferramenta. Eles mostram que ferramentas de PCBN
com baixo teor de CBN (~60%) exibem uma excelente performance na
usinagem de materiais endurecidos que não contêm muitas partículas extra
duras como, por exemplo, aços de baixa liga cementados. Por outro lado,
ferramentas de PCBN com alto teor de CBN (~90%) apresentam melhor
desempenho com relação ao desgaste abrasivo e são mais adequadas para
usinagem de aço que possuem altos teores de partículas duras como os aços
rápidos.
Na usinagem de aço endurecidos com ferramenta de cerâmica mista,
velocidade de corte entre 80 e 170 m/min, avanço de 0,04 a 0,2 mm por
revolução e profundidade de corte entre 0,2 e 0,8 mm são recomendados para
corte contínuo. Já, utilizando PCBN para a mesma aplicação, a velocidade de
corte e o avanço podem ser aumentados para 200 m/min e 0,25 mm/rev
respectivamente, enquanto a máxima profundidade de corte é geralmente 0,5
mm (Abrão, 1995).
2.6- Integridade Superficial
A disponibilidade de ferramentas super duras e com baixa afinidade química
com o ferro, como a cerâmica mista e o nitreto cúbico de boro - CBN, permitem
a utilização da usinagem de aços endurecidos utilizando ferramentas com
geometria definida, como uma alternativa ao processo tradicional de
fabricação, principalmente nas etapas de acabamento.
A integridade superficial da peça usinada, especificamente a integridade da
microestrutura subsuperficial, é um aspecto muito importante a ser considerado
quando da utilização da tecnologia de usinagem de materiais endurecidos.
Alterações microestruturais irão influenciar o comportamento funcional da peça
e sua estabilidade dimensional. Dureza, resistência ao desgaste, resistência à
fadiga e resistência à corrosão serão influenciadas pela microestrutura da
camada superficial e pela tensão residual gerada durante a usinagem dos
materiais endurecidos.

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica 47
A camada superficial de aços que foram usinados em seu estado endurecido é
composta pela camada branca e pela camada escura. A segunda camada é
formada quando o calor gerado pelo processo de usinagem provoca um
revenimento extra na zona de transição entre a camada branca e o substrato
não afetado.
Apesar de a camada branca influenciar de maneira significativa o
comportamento funcional de peças usinadas, ela não é muito bem
compreendida e fonte de controvérsias com relação a sua microestrutura.
Segundo Griffiths, citado por Barbacki et al. (2002), tudo o que pode ser dito
com segurança sobre a camada branca é que ela é dura e resistente ao ataque
químico. Entre todos os resultados de investigações sobre a camada branca,
três afirmações distintas podem ser destacadas. No caso de aço de médio e
alto carbono endurecido, a camada branca é constituída principalmente de
martensita não revenida. Em aços eutetóides ou hipereutetóides endurecidos, a
camada branca consiste principalmente de austenita. A camada branca
produzida no torneamento de aço alto carbono é formada principalmente por
grãos de ferrita extremamente pequenos (da ordem de alguns nanometros).
Segundo Barbacki et al. (2002), que investigaram as alterações nas camadas
sub-superficiais dos aços AISI 52100, AISI M2 e AISI L6 temperados e
revenidos durante o torneamento utilizando-se ferramentas de cerâmica mista
(Al2O3 + TiC) e PCBN-L, a camada branca formada no torneamento do aço
AISI 52100 (1% C e 1,5% Cr) é composta de microgrãos e nanogrãos de ferrita
e possui elevada densidade de deslocações. Ainda segundo os autores a
espessura da camada branca, sua dureza e nível de tensão residual podem ser
determinados em função da velocidade de corte, profundidade de corte e do
desgaste de flanco da ferramenta.
As tensões residuais geradas no torneamento podem ser de tração ou
compressão, com diferentes intensidades. As tensões residuais de compressão
são benéficas, pois são responsáveis pelo aumento da resistência à fadiga da
peça. Por sua vez as tensões residuais de tração diminuem a resistência à
fadiga e a resistência do material da peça. A tensão residual no torneamento
varia com o desgaste de flanco da ferramenta, com o avanço, profundidade e
velocidade de corte e com as características do material da peça a ser usinada.

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica 48
Barbacki et al. (2002), mostraram que, no torneamento do aço LH15 utilizando
ferramenta de cerâmica mista, a tensão residual possui valores negativos
(compressão) para baixa profundidade de corte, baixa velocidade de corte e
pequeno desgaste de flanco. Em oposição a valores positivos (tração) quando
o desgaste de flanco aumenta e são utilizadas velocidades de corte mais
elevadas, como pode ser visto na Fig. 2.20.
Figura 2.20 - Influência do desgaste de flanco e da velocidade de corte na
tensão residual (Barbacki et al., 2002).
Geralmente, o torneamento de materiais endurecidos, com a utilização ou não
de fluido refrigerante, induz alterações microestruturais na superfície usinada.
Essas alterações serão mais profundas quanto mais difícil de usinar for o
material. Em outras palavras, quanto maior for a dureza deste material. A
temperatura de revenimento e fluxo de calor gerado na usinagem também
influenciam na profundidade destas alterações. Baixa temperatura de
revenimento e muito calor gerado na usinagem implicam no revenimento extra
no material da peça (overtempering). Para um dado material, a espessura
máxima da camada afetada (consistindo de camada branca e camada com
revenimento extra) é função da velocidade de corte, da profundidade de corte e
do desgaste de flanco da aresta de corte. O uso de meio refrigerante não
influencia na espessura da camada branca, mas reduz a espessura da camada
escura (camada com revenimento extra) (Barbacki et al., 2002).
Em comparação com o torneamento de aços endurecidos, a retificação
também provoca modificações na superfície dos aços. Oxidação,

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica 49
descarbonetação, camadas de martensita não revenida e com revenimento
extra (overtempering), e microtrincas superficiais são típicas alterações
metalúrgicas observadas na superfície dos aços retificados (Abrão, 1995).
De acordo com Tönshoff e Brinksmeier, citados por Abrão (1995), tensões
alternadas de compressão e tração são produzidas durante a retificação devido
aos ciclos térmicos quando a interface rebolo-peça é repetidamente aquecida e
resfriada. Esse processo produz geralmente altas tensões de tração na
superfície da peça, as quais diminuem com a profundidade alcançando zero a
cerca de 200 µm da superfície, dependendo do material da peça e das
condições de usinagem.

3.1- Materiais e Equipamentos
Capítulo 3
Procedimentos Experimentais
Todos os ensaios de torneamento das matrizes para forjamento a quente
nitretadas, utilizando as ferramentas de metal duro, cerâmica mista e nitreto
cúbico de boro policristalino foram realizados nas dependências da Tekfor do
Brasil Ltda.
3.1.1- Peça
O corpo de prova utilizado nos ensaios (matriz anterior de terceira operação) é
fabricado com aço W320 fornecido pela austríaca Böehler Aços Especiais. O
aço W320 é similar ao AISI H10 ou DIN X32CrMoV3-3. Trata-se de um aço
para trabalho a quente com boa resistência a trincas térmicas, boa resistência
mecânica a temperaturas elevadas e boa tenacidade. Ele é apropriado para
fabricação de ferramentas para trabalho a quente submetidas a grandes
esforços, especialmente para confecção de ferramentas para forjamento
refrigeradas a água. Na Tab. 3.1 mostra-se a composição química, enquanto
nas Tab. 3.2 e 3.3 mostram-se respectivamente as propriedades mecânicas e
físicas médias do aço W320 (Böehler, 2000).
Tabela 3.1 - Composição Química do aço W320 (% em peso)
%C %Si %Mn %Cr %Mo %V
0,31 0,30 0,35 2,9 2,8 0,50
50

Capítulo 3 – Procedimentos Experimentais 51
Tabela 3.2 - Propriedades Mecânicas a Quente do Aço W320 (Valores
Rp0,2
RMáx
orientativos (N/mm 2 ))
20 0 C 400 0 C 500 0 C 600 0 C 650 0 C
Máx - 1100 950 700 580
Min - 850 730 480 360
Máx 1600 1350 1150 900 700
Min 1200 1050 900 650 420
Tabela 3.3 - Propriedades Físicas do Aço W320.
Propriedade 20 0 C 500 0 C 600 0 C
Densidade (kg/dm 3 ) 7,85 7,69 7,65
Módulo de elasticidade (kN/mm 2 ) 215 176 165
Condutibilidade térmica (W/m.K) 30 30,1 29,7
Calor específico (J/Kg.K) 460 550 590
Resistividade elétrica específica (Ohm.mm 2 /m) 0,37 0,78 0,89
Os corpos de prova utilizados nos testes, ou seja, as matrizes anteriores de
terceira operação foram nitretadas para se obter dureza superficial superior a
900 HV e espessura de camada nitretada variando de 250 a 300 µm. Na Tab.
3.4 estão mostrados os valores dos ensaios de microdureza Vickers realizados
em uma das matrizes a partir da superfície da peça, até uma profundidade de
675 µm, utilizando-se carga de 0,3 kg. O valor referende à dureza na superfície
foi obtido a partir de uma média de cinco medições.

Capítulo 3 – Procedimentos Experimentais 52
Tabela 3.4 - Dureza medida da superfície para o núcleo da peça
Distância (µm) Superfície 25 75 125 175 275 375 475 575 675
Dureza (HV) 1062 1052 966 690 657 575 543 543 530 523
No núcleo da peça, a 21 mm de distância da superfície, foram realizadas cinco
medições de microdureza Vickers obtendo-se os seguintes valores: 499, 508,
484, 487 e 487 HV. No anexo A encontram-se os relatórios de microdureza
elaborados pelo SENAI de Itaúna a partir dos ensaios realizados em três
matrizes. Na Fig. 3.1 mostram-se as impressões feitas a partir da superfície
nitretada de um dos corpos de prova para determinação do perfil de dureza das
matrizes.
Figura 3.1 – Impressões Feitas no Ensaio de Dureza Vickers.
Para realização dos ensaios foram usinadas matrizes que haviam sido
utilizadas no processo de forjamento a quente e tinham atingido fim de vida. A
superfície dessas matrizes, no diâmetro interno, estava desgastada,
apresentando sulcos originados devido ao movimento do metal a ser
conformado sobre a matriz. Na Fig. 3.2 apresenta-se a fotografia do diâmetro
interno de uma matriz desgastada.

Capítulo 3 – Procedimentos Experimentais 53
SULCOS DEVIDO AO
DESGASTE ABRASIVO
Figura 3.2 – Diâmetro Interno da Matriz com Sulcos Devido à Abrasão
Nos testes realizados na Tekfor do Brasil as matrizes foram usinadas em seu
diâmetro interno e o percurso de avanço foi a altura da matriz neste diâmetro,
ou seja, 41 mm. A geometria das matrizes utilizadas nos ensaios é mostrada
na Fig. 3.3.
Figura 3.3 – Matriz Anterior de Terceira Operação
Na Fig. 3.4 apresenta-se a fotografia da microestrutura feita a partir da
superfície na seção transversal de uma das matrizes. Nesta fotografia percebe-
se que o núcleo é formado por martensita revenida e na superfície verifica-se a

Capítulo 3 – Procedimentos Experimentais 54
presença da camada nitretada. Nota-se também nesta micrografia a presença
de uma camada branca oriunda do processo de nitretação.
Camada
branca
Camada
nitretada
Martensita
revenida
Figura 3.4 – Microestrutura do Aço W320 Nitretado (aumento 200X).
Para preparação do corpo de prova para realização da análise metalográfica
foram utilizadas lixas com granulometria de 80, 100, 200, 400 e 600 mesh, e
pasta de diamante com granulometria de 2 µm. Para revelar a microestrutura
da amostra foi utilizada solução de ácido nítrico na concentração de 2,0 % em
volume.
3.1.2- Ferramentas de Corte Utilizadas
Para a realização dos ensaios foram utilizados três diferentes tipos de inserto:
• Metal Duro (WC + Co);
• Cerâmica mista (Al2O3 + TiC);
• PCBN-H (90% de CBN).
Na Fig. 3.5 mostram-se fotografias dos insertos de metal duro, cerâmica mista
e PCBN utilizados nos ensaios. As ferramentas de metal duro utilizadas foram
fornecidas pela Sandvik, enquanto as ferramentas de cerâmica mista e PCBN

Capítulo 3 – Procedimentos Experimentais 55
foram fornecidos pela Iscar e o suporte porta-ferramentas foi fornecido pela
Kennametal.
a – Metal Duro b – Cerâmica Mista c - PCBN
Figura 3.5 – Insertos Utilizados nos Ensaios.
Na tabela 3.5 mostra-se a identificação, geometria ISO e classe dos insertos
utilizados.
Tabela 3.5 – Geometria e Classe das Ferramentas
Ferramenta Geometria ISO Classe
Metal Duro SNMA 120408 KR 3015 Revestida com
TiN/Al2O3/Ti(C,N)
Cerâmica Mista SNGA 120408 T 01020 IN 23
PCBN SNMA 120408 T 01020 IB 90
Todas as ferramentas possuem geometria quadrada, com furo de centro, raio
de ponta de 0,8 mm, chanfro de 0,1 mm x 20 0 (exceção feita às ferramentas de
metal duro) e superfície de saída lisa (sem quebra-cavaco). O suporte porta-
ferramentas utilizado possui a codificação ISO PSKNL 2525M-2.
Com as configurações das ferramentas de corte e do suporte porta-ferramentas
descritas acima foram obtidos os seguintes ângulos da cunha cortante:

Capítulo 3 – Procedimentos Experimentais 56
• Ângulo de Posição da Ferramenta, χr: 75°;
• Ângulo de Ponta da Ferramenta, εr: 90°;
• Ângulo de Saída da Ferramenta, γo: -6°;
• Ângulo de Folga da Ferramenta, αo: 6°;
• Ângulo de Inclinação da Ferramenta, λs: -14°.
3.1.3- Equipamentos Utilizados
As medidas de microdureza e espessura da camada nitretada foram realizadas
no Microdurômetro WOLPERT, modelo V-TEXTO-2 do SENAI de Itaúna, MG,
utilizando-se cargas de 0,300 kg e lente com aumento de 400 X.
Os ensaios de usinagem foram realizados em um torno INDEX, modelo 170
MC, equipado com comando numérico computadorizado FANUC, modelo 21i,
mostrado na Fig. 3.6. O motor principal do torno possui potência de 36 CV e
rotação máxima de 5.000 rpm.
Figura 3.6 – Torno Utilizado nos Ensaios.

Capítulo 3 – Procedimentos Experimentais 57
Para ajustar a profundidade de corte em cada passe de usinagem, o diâmetro
interno das matrizes foi medido antes e depois da usinagem das mesmas, por
meio de uma máquina tridimensional manual MITUTOYO, modelo QM Measure
333.
Para a medição do desgaste de flanco das ferramenta após os passes de
usinagem foi utilizado um microscópio ótico OLYMPUS, modelo BX60M
equipado com lentes para aumentos de 50, 100, 200, 500 e 1.000 vezes. Este
microscópio foi conectado a uma câmera digital CASSIO, modelo CCD-
IRIS/RGB. A verificação do desgaste foi realizada através do software
analisador de imagens HLImage++97. A Fig. 3.7 mostra o microscópio Olimpus
conectado à câmera digital.
Figura 3.7 – Microscópio Conectado a Câmera Digital.
As análises das formas e mecanismos de desgaste presentes ao final da vida
das ferramentas de corte foram realizadas por meio de fotografias feitas em
microscópio eletrônico de varredura JEOL, modelo JSM 5310, pertencente ao
Centro de Desenvolvimento de Tecnologia Nuclear (CDTN), em Belo Horizonte,
MG.
3.2- Metodologia
Neste item, descreve-se passo a passo os procedimentos adotados para
realização dos ensaios, bem como para a coleta de resultados. Todos os

Capítulo 3 – Procedimentos Experimentais 58
valores adotados para as variáveis de processo utilizadas também são
discriminados.
3.2.1- Verificação da Microestrutura e da Espessura da Camada Nitretada
Antes do início dos ensaios de usinagem propriamente dito, foi feita uma
análise da microestrutura e de microdureza para se verificar a dureza
superficial e da profundidade da camada nitretada das matrizes anteriores de
terceira operação. Para isto, uma amostra foi retirada da seção transversal de
uma matriz. O procedimento foi realizado em três matrizes distintas. Para a
realização da análise metalográfica, as amostras foram lixadas com lixas com
granulometria de 80, 100, 200, 400 e 600#, na seqüência. Em seguida, as
amostras foram polidas com pasta de diamante com granulometria de 2 µm.
Após serem lavadas e enxaguadas com álcool etílico absoluto, as amostra
foram secas e a microestrutura foi revelada utilizando-se solução de Nital,
ácido nítrico na concentração de 2,0% em volume. Em seguida elas foram
analisadas e fotografadas através do microscópio ótico para se verificar a
microestrutura do aço e a camada nitretada. Para se verificar o perfil de dureza
das matrizes a partir da superfície das mesmas até o núcleo, ensaios de
microdureza Vickers com carga de 0,300 kg foram realizados pelo SENAI de
Itaúna.
3.2.2- Vida e Desgaste das Ferramentas
De posse de informações obtidas por meio dos fabricantes das ferramentas e
de pré testes realizados na Tekfor com os três tipos de ferramentas, decidiu-se
pela utilização dos seguintes valores para os três parâmetros de corte a serem
utilizadas no início dos experimentos:
• Velocidade de Corte, vC: 60, 90 e 120 m/min;
• Profundidade de Corte, aP: 0,1 e 0,2 mm;
• Avanço, f: 0,03, 0,06 e 0,10 mm/rev.

Capítulo 3 – Procedimentos Experimentais 59
Inicialmente, optou-se também pela utilização do fluido de corte durante a
usinagem utilizando os três tipos de insertos.
Os ensaios de usinagem foram iniciados com as ferramentas de metal duro.
Foram realizadas combinações entre os valores dos três parâmetros de corte,
perfazendo um total de dezoito testes para este tipo de ferramenta. Em cada
teste foi utilizado como percurso de avanço a altura do diâmetro interno da
matriz, e ao final deste percurso, o teste era interrompido, e a ferramenta era
retirada e levada ao microscópio ótico para se verificar o desgaste de flanco e
de cratera. Em todos os ensaios foram feitas fotografias da face e do flanco da
ferramenta. Eram medidos o desgaste de flanco máximo e a área da cratera
formada na superfície de saída da ferramenta. Se o desgaste da ferramenta
fosse menor que o critério de fim de vida adotado a ferramenta era posicionada
novamente no suporte porta ferramenta e prosseguia-se o ensaio com a
usinagem de mais um percurso de avanço. Caso contrário, a ferramenta era
retirada e um novo ensaio, com novos parâmetros de corte, era iniciado. Este
processo se repetiu até que todos os dezoito ensaios fossem realizados.
Antes do início de cada etapa de todos os ensaios realizados, ou seja, toda vez
que um percurso de avanço era completado, as matrizes eram retiradas do
torno e tinham seu diâmetro interno medido em máquina tridimensional manual.
Decidiu-se pelo estabelecimento deste processo com o intuito de se assegurar
que o desgaste da ferramenta não fosse influenciar na profundidade de corte,
uma vez que as correções necessárias eram feitas em cada passe de
usinagem.
O critério de fim de vida adotado foi desgaste de flanco máximo VBBmáx de 0,3
mm, ou falha catastrófica, prevalecendo o que ocorresse primeiro. Caso
houvesse a falha, a vida equivalente da ferramenta seria igual ao percurso de
avanço total usinado até a iminência da falha.
Em cada matriz eram dados no máximo dois passes, de modo que a retirada
máxima de material em cada uma delas era equivalente a profundidade
máxima de 0,2 mm. Quando da utilização da profundidade de corte igual a 0,2
mm, dava-se apenas um passe em cada matriz. Esse procedimento foi adotado

Capítulo 3 – Procedimentos Experimentais 60
de modo a garantir que em todos os testes usinou-se apenas a camada
nitretada.
Para os insertos de cerâmica mista, os ensaios se iniciaram e foram
conduzidos conforme descritos para os insertos de metal duro. Entretanto, em
função dos resultados obtidos com os primeiros ensaios, e com os resultados
dos ensaios com ferramenta de metal duro, alguns parâmetros de corte foram
alterados e a variação de outros foi suprimida.
Os ensaios com a cerâmica mista começaram com a velocidade de corte igual
a 60 m/min, o avanço igual a 0,03 mm/rev, profundidade de corte de 0,1 mm e
com a utilização de líquido refrigerante. Em seguida foram fixadas a
profundidade de corte e a velocidade e realizados os ensaios variando-se o
avanço em 0,06 e 0,1 mm/rev. Ao término deste três ensaios foram realizados
mais dois ensaios nos quais se fixou o avanço em 0,03 mm, mantendo-se a
mesma profundidade de corte e variou-se a velocidade de corte em 90 e 120
m/min. Como em todos estes testes, a ferramenta atingiu o critério de fim de
vida de forma prematura, no máximo no segundo passe de cada teste, decidiu-
se pela repetição destes ensaios e realização dos novos sem a utilização do
fluido de corte. Tentou-se com isto o aumento da vida da ferramenta através da
diminuição da resistência do material da peça devido ao aumento da
temperatura.
Também em função dos resultados obtidos durante a usinagem com cerâmica
mista sem a utilização de fluido de corte e dos resultados dos ensaios com
metal duro utilizando-se profundidade de corte de 0,2 mm, optou-se pela não
variação deste parâmetro. Ou seja, os testes com cerâmica mista foram
realizados sem que se variasse a profundidade de corte. Em todos os passes
utilizou-se o valor de aP=0,1 mm. Outra alteração com relação aos testes
realizados com inserto de metal duro foi a exclusão da variável de avanço igual
a 0,1 mm/rev. Ainda com o intuito de melhorar a vida da ferramenta através da
elevação da temperatura durante o corte, foram realizados testes adicionais
com velocidades de corte de 150 e 200 m/min com os dois valores de avanço.
Com o objetivo de comprovar os resultados obtidos nos ensaios com
ferramenta de cerâmica mista, foram realizadas réplicas dos testes com avanço

Capítulo 3 – Procedimentos Experimentais 61
fixado em 0,03 mm e utilizando-se os cinco valores de velocidades e sem
refrigeração.
Os ensaios com os insertos de PCBN foram realizados da mesma maneira com
que foram realizados os testes com metal duro, utilizando-se os mesmos
parâmetros de corte adotados para a cerâmica mista. Em outras palavras,
todos os ensaios foram realizados sem a utilização de fluido de corte, com a
profundidade de corte mantida fixa em 0,1 mm; e foram realizadas
combinações entre os valores de avanços de 0,03, 0,06 e 0,1 mm, e as
velocidades de corte de 60, 90, 120, 150 e 200 m/min. Perfazendo um total de
15 testes com os insertos de Nitreto Cúbico de Boro Policristalino.
Um resumos das condições de corte utilizadas para cada tipo de inserto é
mostrado na Tab. 3.6.
Tabela 3.6 – Condições de Corte Utilizadas Para Cada Tipo de Inserto.
aP (mm) f (mm/rev) vC (m/min) Metal Duro Cerâmica PCBN
0,1
0,2
0,03
0,06
0,1
0,03
0,06
0,1
60 X (3) (1) (3)
X X
90 X (3) X (3) X
120 X X (3) X
150 X (3) X
200 X (3) X (4)
60 X X
(1) (3)
90 X X X
120 X X (3) X
150 X X (4)
200 X (3) X (4)
60 X (4) X (2)
90 X X
120 X X
150 X
200 X
60 X
90 X (3)
120 X
60 X
90 X
120 X (3)
60 X
90 X
120 X
X
X

Capítulo 3 – Procedimentos Experimentais 62
(1) Ensaios realizado com e sem refrigeração;
(2) Ensaio realizado somente com refrigeração;
(3) Ensaio foi repetido – para confirmação dos resultados do ensaio anterior;
(4) Ensaio foi repetido – a ferramenta sofreu falha catastrófica na entrada do
primeiro passe.
Para verificar as formas e mecanismos de desgaste que estão presentes nas
ferramentas de metal duro, cerâmica mista e PCBN, foram analisados e
fotografados no microscópio eletrônico de varredura alguns insertos de cada
um dos três tipos de materiais.

Capítulo 4
Resultados e Discussões
Neste capítulo são apresentados e discutidos os resultados obtidos nos testes
de vida das ferramentas de metal duro, cerâmica mista e PCBN. Ele foi dividido
em 6 partes distintas. Na primeira parte (seção 4.1), são apresentados os
resultados encontrados para ferramenta de metal duro; na segunda parte
(seção 4.2), mostram-se os resultados obtidos utilizando cerâmica mista; na
terceira parte (seção 4.3), os resultados encontrados quando da utilização de
insertos de PCBN são apresentados; na quarta parte (seção 4.4), são
avaliados os mecanismos de desgaste por meio de fotografias retiradas no
microscópio eletrônico de varredura; na quinta parte (seção 4.5), são realizadas
as comparações entre os três tipos de ferramentas e na sexta e última parte
(seção 4.6), foram determinados os custos de usinagem por aresta. Os
resultados são apresentados na forma de gráficos onde se compara o desgaste
das ferramentas nas diferentes condições de corte. As discussões são
realizadas com base nestes gráficos e nas imagens das ferramentas obtidas
por meio de microscópio ótico e microscópio eletrônico de varredura.
4.1- Ferramentas de Metal Duro
Na Fig. 4.1 apresenta-se o resultado da variação do avanço na evolução do
desgaste de flanco das ferramentas de metal duro para velocidade de corte fixa
de 60 m/min. Nessa Figura observa-se que os melhores resultados de
desempenho foram obtidos com o avanço intermediário, f = 0,06 mm/rev.
63

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 64
Desgaste de Flanco VB Bmáx (mm)
0,70
0,65
0,60
0,55
0,50
0,45
0,40
0,35
0,30
0,25
0,20
f = 0,03 mm/rev f = 0,06 mm/rev f =0,1 mm/rev
0,15
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
Número de Passes
Figura 4.1 – Variação do Desgaste de Flanco Máximo com o Avanço para
vC=60 m/min e aP=0,1 mm.
Verificou-se que nos outros dois avanços utilizados, as ferramentas
apresentaram comportamentos semelhantes, embora para o avanço de 0,03
mm/rev a ferramenta tenha sofrido falha catastrófica durante o sétimo passe.
Na Fig. 4.2 mostram-se as fotografias do flanco da ferramenta após usinagem
utilizando vc=60 m/min, aP=0,1 mm e f=0,03 mm/rev ao final do primeiro, quarto
e sétimo passe, respectivamente.
Figura 4.2 - Evolução do Desgaste de Flanco no Primeiro, Quarto e Sétimo
Passe para f=0,03 mm/rev, aP=0,1 mm e vC=60 m/min.
Na Fig. 4.3 mostram-se os resultados da variação do avanço no desgaste de
flanco da ferramenta mantidos constantes a velocidade de corte em 90 m/min e
a profundidade de corte em 0,1 mm.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 65
Desgaste de Flanco VB Bmáx (mm)
0,40
0,35
0,30
0,25
0,20
0,15
f = 0,03 mm/rev f = 0,06 mm/rev f =0,1 mm/rev
0,10
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
Número de Passes
Figura 4.3 – Variação do Desgaste de Flanco Máximo com o Avanço para
vC=90 m/min e aP=0,1 mm.
Nesta Figura, observa-se que para os três avanços avaliados, as curvas estão
próximas e as arestas se desconfiguram em, no máximo, 9 passes.
Na Fig. 4.4, apresentam-se os resultados de variação do avanço no desgaste
de flanco máximo para a velocidade de corte de 120 m/min e profundidade de
corte de 0,1 mm.
Desgaste de Flanco VB Bmáx (mm)
0,50
0,45
0,40
0,35
0,30
0,25
0,20
0,15
f = 0,03 mm/rev f = 0,06 mm/rev f =0,1 mm/rev
0,10
0 1 2 3 4 5 6 7
Número de Passes
Figura 4.4 – Variação do Desgaste de Flanco Máximo com o Avanço para
vC=120 m/min e aP=0,1 mm.
Verifica-se por meio desta Figura que em todos os avanços a ferramentas
apresentou falha prematura. Entretanto, a utilização do avanço de 0,06 mm/rev

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 66
proporcionou, até o quarto passe, níveis de desgaste relativamente baixos
quando comparados com desgaste utilizando-se os outros dois avanços. Isso
pode ser atribuído ao efeito de redução, ou mesmo eliminação da APC. No
quinto passe a ferramenta veio a sofrer grande deformação como mostrado na
Fig. 4.5.
Figura 4.5 – Flanco e Superfície de Saída da Ferramenta após Quinto Passe
de Usinagem com vC=120 m/min, f=0,06 m/rev, e aP=0,1 mm.
As comparações entre o desempenho das ferramentas de metal duro ao se
variar a velocidade de corte e mantendo-se os outros parâmetros constantes
também foram realizados. Na Fig. 4.6 mostra-se comportamento dos insertos
variando-se a velocidade de corte para profundidade de corte de 0,1 mm e
avanço de 0,03 mm/rev.
Desgaste de Flanco VB Bmáx (mm)
0,70
0,60
0,50
0,40
0,30
0,20
Vc = 60 m/min Vc = 90 m/min Vc = 120 m/min
0,10
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
Número de Passes
Figura 4.6 – Variação de Desgaste de Flanco com a Velocidade de Corte para
aP=0,1 mm e f=0,03 mm/rev.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 67
Por meio da análise dessa Figura, observa-se que os melhores resultados
foram obtidos com a velocidade de corte intermediária, 90 m/min. Novamente,
observam-se indícios de presença da APC, já que o aumento de vc de 60 para
90 m/min promoveu melhor desempenho do sistema tribológico, enquanto o
aumento para 120 m/min ocorreu o inverso. Na Fig. 4.7 mostra-se a fotografia
da superfície de folga da ferramenta, utilizada com velocidade de corte 60
m/min, profundidade de corte de 0,1 mm e avanço de 0,03 mm/rev., após o
quinto passe de usinagem. Verifica-se por meio desta figura a existência de
material aderido na superfície de saída da ferramenta. Esta evidencia é um
forte indício da presença de aresta postiça de corte.
Figura 4.7 – Material Aderido à Superfície da Ferramenta após Quinto Passe
com vC=60 m/min, aP=0,1 mm e f=0,03 mm/rev.
Quando se variou a velocidade de corte mantendo-se constantes o avanço em
0,06 mm/rev e a profundidade de corte em 0,1 mm, observa-se por meio da
Fig. 4.8, que apesar do desgaste da ferramenta com velocidade de 60 m/min
ter sido relativamente alto, após o primeiro passe, este teve baixa taxa de
crescimento nos passes subsequentes, proporcionando elevada vida da
ferramenta. Verifica-se ainda que ao se aumentar a velocidade para 90 m/min a
ferramenta apresentou desempenho considerável, o mesmo não aconteceu
com a velocidade de 120 m/min.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 68
Desgaste de Flanco VB Bmáx (mm)
0,45
0,40
0,35
0,30
0,25
0,20
0,15
Vc = 60 m/min Vc = 90 m/min Vc = 120 m/min
0,10
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
Número de Passes
Figura 4.8 – Variação de Desgaste de Flanco com a Velocidade de Corte para
aP=0,1 mm e f=0,06 mm/rev.
Na Fig. 4.9 mostra-se a seqüência de fotografias da face e do flanco da
ferramenta após cada passe de usinagem realizado utilizando vC=120 m/min,
ap=0,1 mm e f=0,06 mm/rev. Verifica-se por meio das fotografias do flanco da
ferramenta, marcas indicando queima do revestimento devido ao aumento de
temperatura em função da velocidade de corte. Na superfície de saída,
observa-se que a profundidade de cratera é maior onde a temperatura atinge
valores mais elevados e o perfil da cratera segue o perfil das isotermas
formadas durante a usinagem.
Figura 4.9 – Evolução do Desgaste para vC=120 m/min, f=0,06 mm/rev e
aP=0,1mm.
Na Fig. 4.10 é mostrada a comparação do desempenho da ferramenta ao se
variar a velocidade de corte, mantendo-se fixos o avanço em 0,1 mm/rev e a

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 69
profundidade de corte em 0,1 mm. Mais uma vez constata-se que as
ferramentas apresentaram bom desempenho para velocidades de corte
inferiores a 90 m/min.
Desgaste de Flanco VB Bmáx (mm)
0,45
0,40
0,35
0,30
0,25
0,20
0,15
Vc = 60 m/min Vc = 90 m/min Vc = 120 m/min
0,10
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
Número de Passes
Figura 4.10 – Variação de Desgaste de Flanco com a Velocidade de Corte para
aP=0,1 mm e f=0,1 mm/rev.
Os resultados obtidos a partir da usinagem das matrizes mantendo-se a
profundidade de corte em 0,2 mm são apresentados nas Figs. 4.11 a 4.17. Na
Fig. 4.11 mostram-se as curvas de desgaste obtidas ao se variar o avanço
mantendo a velocidade de corte fixa em 60 m/min. Verifica-se que o aumento
do avanço reduziu a vida da ferramenta.
Desgaste de Flanco VB Bmáx (mm)
1,10
1,00
0,90
0,80
0,70
0,60
0,50
0,40
0,30
0,20
f = 0,03 mm/rev f = 0,06 mm/rev f =0,1 mm/rev
0,10
0 1 2 3 4 5
Número de Passes
Figura 4.11 – Variação de Desgaste de Flanco com o Avanço para aP=0,2 mm
e vC=60 m/min.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 70
Na Fig. 4.12, mostram-se os resultados da variação do avanço para velocidade
e profundidades de corte fixas.
Desgaste de Flanco VB Bmáx (mm)
0,80
0,70
0,60
0,50
0,40
0,30
0,20
f = 0,03 mm/rev f = 0,06 mm/rev f =0,1 mm/rev
0,10
0 1 2 3
Número de Passes
Figura 4.12 – Variação de Desgaste de Flanco com o Avanço para aP=0,2 mm
e vC=90 m/min.
Observa-se que os melhores resultados foram obtidos para o avanço
intermediário. Já para o maior avanço, no final do primeiro passe, a ferramenta
apresentou desgaste acentuado atingindo o critério de fim de vida de imediato.
Por meio da análise da Fig. 4.13 verifica-se que a ferramenta sofreu
deformação plástica superficial por cisalhamento devido ao aumento da força
de usinagem.
Figura 4.13 – Desgaste de Flanco e Cratera após Usinagem com vC=90 m/min,
f=0,1 e aP=0,2 mm.
Na Fig. 4.14 estão representados os resultados de desgaste obtidos variando-
se os avanços e mantendo constantes a velocidade de corte em 120 m/min e a
profundidade de corte em 0,2 mm.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 71
Desgaste de Flanco VB Bmáx (mm)
0,50
0,45
0,40
0,35
0,30
0,25
0,20
0,15
f = 0,03 mm/rev f = 0,06 mm/rev f =0,1 mm/rev
0,10
0 1 2 3 4 5
Número de Passes
Figura 4.14 – Variação de Desgaste de Flanco com o Avanço para aP=0,2 mm
e vC=120 m/min.
Observa-se que o aumento da velocidade de corte propiciou uma pequena
melhora no desempenho da ferramenta nos três primeiros passes quando se
utilizou avanço de 0,03 mm. Entretanto durante o quarto passe a ferramenta
veio a sofrer falha catastrófica.
Nas Figs. 4.15, 4.16 e 4.17 encontram os resultados obtidos com a variação da
velocidade de corte no desempenho das ferramentas, medido pelo desgaste de
flanco mantendo-se o avanço constante em 0,03; 0,06 e 0,1 mm/rev.
respectivamente. Em todos os ensaios a profundidade de corte foi de 0,2 mm.
Desgaste de Flanco VB Bmáx (mm)
0,80
0,70
0,60
0,50
0,40
0,30
0,20
Vc = 60 m/min Vc = 90 m/min Vc = 120 m/min
0,10
0 1 2 3 4 5 6
Número de Passes
Falha
Catastróf ica
Figura 4.15 – Variação de Desgaste de Flanco com a Velocidade de Corte para
aP=0,2 mm e f=0,03 mm/rev.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 72
Com exceção para condição de menor avanço, a utilização de profundidade de
corte de 0,2 mm provocou a falha dos insertos de metal duro com no máximo
três passes de usinagem.
Em todas as três velocidades utilizadas o aumento do avanço proporcionou
piora no desempenho das ferramentas. Estas vieram a atingir o critério de fim
de vida após o primeiro passe quando foram utilizadas com avanço de 0,1 mm
e velocidades de corte de 90 e 120 m/min. Nessas condições de corte, sugere-
se que a temperatura da interface cavaco-ferramenta tenha atingido níveis
acima de 900 ºC e aliado ao aumento das forças de corte, promoveram o
desgaste acelerado das ferramentas de metal duro.
Desgaste de Flanco VB Bmáx (mm)
1,00
0,90
0,80
0,70
0,60
0,50
0,40
0,30
0,20
Vc = 60 m/min Vc = 90 m/min Vc = 120 m/min
0,10
0 1 2 3 4 5
Número de Passes
Figura 4.16 – Variação de Desgaste de Flanco com a Velocidade de Corte para
aP=0,2 mm e f=0,06 mm/rev.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 73
Desgaste de Flanco VB Bmáx (mm)
0,50
0,40
0,30
0,20
Vc = 60 m/min Vc = 90 m/min Vc = 120 m/min
0,10
0 1 2 3
Número de Passes
Figura 4.17 – Variação de Desgaste de Flanco com a Velocidade de Corte para
aP=0,2 mm e f=0,1 mm/rev.
Neste trabalho foram avaliados os resultados dos ensaios nas velocidades de
corte de 60, 90 e 120 m/min no torneamento do aço AISI H10. Principalmente
nas duas menores velocidades existe a possibilidade de existência da aresta
postiça de corte (APC). Trent e Wrigth (2000) afirmam que em materiais
polifásicos a APC se forma em baixas velocidades e tende a desaparecer com
o seu aumento. Para a mesma vc, o aumento do avanço ou da profundidade de
corte promove o aumento da temperatura da interface cavaco-ferramenta e o
consequente amolecimento (redução de dureza) do material da peça. Por outro
lado aumenta-se a taxa de encruamento, elevando a dureza do material. O
confronto dessas relações antagônicas e o prevalecimento de uma sobre a
outra e a conseqüente dureza final é que ditará a permanência da APC, ou
não. Se o efeito de amolecimento predominar, a APC tende a desaparecer,
enquanto se o encruamento for o dominante, a APC se manterá (Machado e
Silva, 1999). Por outro lado, na presença da APC, ocorre o fluxo intermitente do
cavaco, ativando o mecanismo de desgaste que envolve adesão e
arrancamento de material da ferramenta e denominado na literatura inglesa por
attrition. Nessas condições, o sistema tribológico é muito agressivo e as taxas
de desgaste são acentuadas. Por essas razões, em condições em que a APC
está presente, o aumento da velocidade, do avanço ou da profundidade de
corte, podem melhorar a vida da ferramenta, devido à redução ou mesmo a sua
eliminação e conseqüente redução da agressividade do sistema tribológico. Um
4

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 74
indicio da existência de APC pode ser obtido por meio da análise da Fig. 4.18,
onde verifica-se a existência de material aderido à ferramenta após segundo
passe de usinagem, com velocidade de corte de 60m/min, avanço de 0,06
mm/rev. e profundidade de corte de 0,1 mm.
Figura 4.18 – Material Aderido na Superfície da Ferramenta após Segundo
Passe de Usinagem com vC=60 m/min, f=0,06 mm/rev. e aP=0,1 mm.
Ainda segundo Trent e Wrigth (2000) e Machado e Silva (1999), o aumento de
um ou mais dos parâmetros de corte, aumenta a taxa de remoção de material,
a energia necessária ao cisalhamento, a geração de calor e consequentemente
a temperatura na interface cavaco-ferramenta. Ou seja, fora da região de
existência da APC, o aumento desses fatores apresenta a tendência de reduzir
a vida da ferramenta. Em usinagem não existe regra geral e uma exceção a
isso está na usinagem dos aços obtidos pela metalurgia do pó, em que o
aumento dos parâmetros de corte tendem a melhorar a vida da ferramenta,
devido à elevação da temperatura facilitar o cisalhamento interno do material,
fenômeno esse conhecido por tear point (Hamiuddin e Murtaza, 2001).
Os valores de vida das ferramentas, expressos em número de passes, para as
profundidades de corte de 0,1 e 0,2 mm são apresentados nas Fig. 4.19 e 4.20,
respectivamente.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 75
Número de passes
10
8
6
4
2
0
5
0,03
7
f (mm/rev)
7
5
0,06
ap = 0,1 mm
9
9
3
0,1
8
7
60
90
120
vc (m/min)
Figura 4.19 – Vida das ferramentas de metal duro para profundidade de corte
Número de passes
10
8
6
4
2
0
4
0,03
1
f (mm/rev.)
de 0,1 mm.
4
2
0,06
ap = 0,2 mm
2
3
1
0,1
2
2
60
90
120
vc (m/min)
Figura 4.20 – Vida das ferramentas de metal duro para profundidade de corte
de 0,2 mm.
De acordo com os resultados apresentados nas Figs. 4.19 e 4.20 a usinagem
com velocidades de corte de 60 e 90 m/min, avanço de 0,06 mm/rev. e
profundidade de corte de 0,1 mm foram as condições de corte que
proporcionaram maior vida para as ferramentas. Nesse caso a velocidade de
90 m/min é preferível por garantir maior produtividade.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 76
4.2- Ferramentas de Cerâmica Mista
Na Fig. 4.21 mostra-se o desempenho das ferramentas de cerâmica mista em
função da variação do avanço, mantendo-se fixa a profundidade de corte em
0,1 mm e a velocidade de corte em 60 m/min e com a utilização de
refrigeração.
Desgaste de Flanco VB Bmáx (mm)
1,00
0,90
0,80
0,70
0,60
0,50
0,40
0,30
f = 0,03 mm/rev f = 0,06 mm/rev f = 0,1 mm/rev
0,20
0 1 2 3 4 5
Número de Passes
Figura 4.21 – Variação de Desgaste de Flanco com o Avanço para aP=0,1 mm,
vC=60 m/min e Refrigeração.
Nas condições nas quais a ferramenta não atingiu o critério de fim de vida após
o primeiro passe, ou seja, avanços de 0,03 e 0,1 mm/rev, a ferramenta veio a
sofrer falha catastrófica durante o segundo passe.
Na Fig. 4.22, encontram-se os resultados do efeito da variação da velocidade
de corte no desgaste de flanco da ferramenta mantendo-se constante a
profundidade de corte em 0,1 mm e o avanço em 0,03 mm/rev e sem a
utilização de refrigerante. Verifica-se que retirada do líquido refrigerante, com o
intuito de aumentar a temperatura da matriz e com isto reduzir a resistência do
material da mesma, não surtiu o efeito esperado. Em quase todas a situações
as ferramentas vieram a sofrer falha catastrófica após primeiro passe de
usinagem. Quando a falha não ocorreu logo de início, como nos casos em que
foram utilizadas velocidades de 60 e 90 m/min, a ferramenta veio a quebrar
após o segundo passe.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 77
Desgaste de Flanco VB Bmáx (mm)
1,00
0,90
0,80
0,70
0,60
0,50
0,40
0,30
0,20
0,10
Vc = 60 m/min Vc = 90 m/min Vc = 120 m/min
Vc = 150 m/min Vc = 200 m/min
0,00
0 1 2 3
Número de Passes
Figura 4.22 – Variação de Desgaste de Flanco com a Velocidade de Corte para
aP=0,1 mm, f=0,03 mm/rev e Sem Refrigeração.
Na Fig. 4.23 mostram-se os resultados para o desgaste de flanco das
ferramentas com a variação da velocidade de corte. Foram mantidos
constantes o avanço em 0,06 mm/rev e a profundidade de corte em 0,1 mm e
não foi utilizada a refrigeração.
Desgaste de Flanco VB Bmáx (mm)
1,00
0,90
0,80
0,70
0,60
0,50
0,40
0,30
0,20
0,10
Vc = 60 m/min Vc = 90 m/min Vc = 120 m/min
Vc = 150 m/min Vc = 200 m/min
0,00
0 1 2 3
Número de Passes
Figura 4.23 – Variação de Desgaste de Flanco com a Velocidade de Corte para
aP=0,1 mm, f=0,06 mm/rev e Sem Refrigeração.
Da mesma forma que no ensaio no qual o avanço foi mantido em 0,03 mm/rev,
todas as ferramentas que foram utilizadas com avanço de 0,06 mm/rev
atingiram o critério de fim de vida após o primeiro passe de usinagem. Com
4
4

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 78
exceção para a ferramenta utilizada com velocidade de 120 m/min, que sofreu
falha catastrófica após o segundo passe. Na Fig. 4.24 são mostradas as
fotografias da face e do flanco da ferramenta após o primeiro e segundo passe
de usinagem utilizando vC=120 m/min, f=0,06 mm/rev, e aP= 0,1 mm.
Figura 4.24 – Flanco e Face da Ferramenta para vC=120 m/min, f=0,06 mm/rev
e aP=0,1 mm após Primeiro e Segundo Passes Respectivamente.
Como as ferramentas de metal duro falharam prematuramente quando da
utilização de profundidade de corte de 0,2 mm, e as ferramentas de cerâmica já
apresentaram este mesmo comportamento para profundidade de corte de 0,1
mm, optou-se pela não realização de ensaios com ferramentas de cerâmica
mista utilizando profundidade de corte de 0,2 mm.
Os valores de vida das ferramentas de cerâmica mista são apresentados na
Figura 4.25.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 79
Número de passes
2
1
0
2 2
1 1
60 90
vc (m/min)
120
ap = 0,1 mm
2
1
1
1
1 1
150
200
0,06
0,03
f (mm/rev)
Figura 4.25 – Vida das ferramentas de cerâmica mista (profundidade de corte
de 0,1 mm.).
Nota-se que as ferramentas de cerâmica mista apresentaram valores de vida
inferiores em relação aos obtidos com ferramentas de metal duro.
4.3- Ferramentas de Nitreto Cúbico de Boro Policristalino
Na Fig. 4.26 mostra-se o resultado do efeito da variação do avanço sobre o
desgaste de flanco das ferramentas de PCBN mantidos constantes a
velocidade de corte em 60 m/min e a profundidade de corte em 0,1 mm.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 80
Desgaste de Flanco VB Bmáx (mm)
0,90
0,80
0,70
0,60
0,50
0,40
0,30
0,20
0,10
f = 0,03 mm/rev f = 0,06 mm/rev f =0,1 mm/rev
0,00
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
Número de Passes
Figura 4.26 – Efeito da Variação do Avanço no Desgaste de Flanco para vC=60
m/min e aP=0,1 mm.
Nos três valores de avanço testados a ferramenta apresentou falha prematura.
Mesmo para avanço de 0,03 mm/rev, a ferramenta falhou catastroficamente
após terceiro passe, apesar do desgaste de flanco nos dois primeiros passes
ter sido baixo.
O efeito da variação do avanço sobre o desgaste de flanco das ferramentas de
PCBN, quando foram mantidos fixos a velocidade de corte em 90 m/min e a
profundidade de corte 0,1 mm, pode ser visto na Fig. 4.27.
Desgaste de Flanco VB Bmáx (mm)
0,50
0,40
0,30
0,20
0,10
f = 0,03 mm/rev f = 0,06 mm/rev f =0,1 mm/rev
0,00
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
Número de Passes
Figura 4.27 – Evolução do Desgaste de Flanco com a Variação do Avanço para
vC=90 m/min e aP=0,1 mm.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 81
Comparando-se os resultados obtidos com velocidade de corte de 60 e 90
m/min, verifica-se que, com exceção para o avanço de 0,1 mm/rev., o aumento
da velocidade de corte proporcionou pequeno aumento na vida das
ferramentas. O critério de final de vida que foi atingido após terceiro passe na
condição de vC = 60 m/min, só veio a ser atingido após quarto passe com o
aumento da velocidade para 90 m/min. Outro fato a ser notado é que na
velocidade mais baixa as ferramentas atingiram o critério de fim de vida devido
a falha catastrófica. Já com a velocidade de 90 m/min o critério de fim de vida
que foi utilizado para interromper os ensaios foi o desgaste de flanco máximo
superior a 0,3 mm. Na Fig. 4.28 mostra-se fotografia do flanco das ferramentas
após terem atingido o critério de fim de vida. Na Fig. 4.28 a) mostra-se a
ferramenta que foi utilizada com vC=60 m/min, f=0,03 mm/rev e aP=0,1 mm; na
Fig. 4.28 b) a ferramenta utilizada com vC=90 m/min, f=0,03 mm/rev e aP=0,1
mm é mostrada.
a – Velocidade de Corte de 60m/min b – Velocidade de Corte de 120m/min
Figura 4.28 – Flanco da Ferramenta após Atingir Critério de Fim de Vida com
f=0,03 mm/rev e aP=0,1 mm.
Os resultados do efeito da variação do avanço no desgaste de flanco da
ferramenta aumentando-se a velocidade de corte para 120 m/min e com a
mesma profundidade de corte, 0,1 mm, são mostrados na Fig. 4.29.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 82
Desgaste de Flanco VB Bmáx (mm)
0,40
0,35
0,30
0,25
0,20
0,15
0,10
0,05
f = 0,03 mm/rev f = 0,06 mm/rev f =0,1 mm/rev
0,00
0 1 2 3 4 5 6 7
Número de Passes
Figura 4.29 – Evolução do Desgaste de Flanco com a Variação do Avanço para
vC=120 m/min e aP=0,1 mm.
Verifica-se por meio desta Figura que o aumento da velocidade de corte para
120 m/min diminui o desgaste de flanco quando se utilizaram os avanços de
0,06 e 0,1 mm/rev, e que a ferramenta atingiu maior vida quando se utilizou o
avanço intermediário. Assim como discutido para as ferramentas de metal duro,
acredita-se fenômeno similar tenha ocorrido, em relação ao avanço e a APC.
Na Fig. 4.30 mostram-se os resultados da variação do avanço para velocidade
de corte fixa de 150 m/min e profundidade de corte de 0,1 mm.
Desgaste de Flanco VB Bmáx (mm)
0,55
0,50
0,45
0,40
0,35
0,30
0,25
0,20
0,15
0,10
0,05
f = 0,03 mm/rev f = 0,06 mm/rev f = 0,1 mm/rev
0,00
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11
Número de Passes
Figura 4.30 – Evolução do Desgaste de Flanco com a Variação do Avanço para
vC=150 m/min e aP=0,1 mm.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 83
Constata-se por meio desta figura uma melhora significativa na performance
das ferramentas que foram utilizadas com avanços de 0,06 e 0,1 mm/rev. A
ferramenta utilizada com avanço de 0,06 mm/rev apresentou desgaste
relativamente baixo mesmo após o oitavo passe. Após o nono passe o
desgaste de flanco da ferramenta saltou de 0,220 mm para 0,460 mm. Verifica-
se por meio da Fig. 4.31, a evolução do desgaste de cratera após o primeiro,
terceiro, quinto, sétimo e oitavo passes de usinagem.
Figura 4.31 –Desgaste de Cratera após Primeiro, Terceiro, Quinto, Sétimo e
Oitavo Passes Respectivamente para vC=150 m/min e f=0,06 mm/rev.
Na Fig. 4.32 mostra-se uma fotografia do flanco da ferramenta após atingir o
critério de fim de vida quando utilizada com velocidade de corte de 150 m/min,
avanço de 0,06 mm/rev e profundidade de corte de 0,1 mm.
Figura 4.32 – Flanco da Ferramenta após Atingir Critério de Fim de Vida com
vC=150 m/min, f=0,06 mm/rev e aP=0,1mm.
Na Fig. 4.33 mostram-se os efeitos da variação do avanço no desgaste de
flanco máximo das ferramentas, mantidas constantes a velocidade e
profundidade de corte em 200 m/min e 0,1 mm respectivamente.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 84
Desgaste de Flanco VB Bmáx (mm)
0,60
0,50
0,40
0,30
0,20
0,10
f = 0,03 mm/rev f = 0,06 mm/rev f = 0,1 mm/rev
0,00
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11
Número de Passes
Figura 4.33 – Evolução do Desgaste de Flanco com a Variação do Avanço para
vC=200 m/min e aP=0,1 mm.
Verifica-se por meio dessa Figura que para velocidades de corte de 200 m/min
a ferramenta de PCBN apresentou falha prematura após o segundo passe,
quando foi utilizada com o menor avanço. Ainda por meio da Fig. 4.33,
observa-se que apesar da ferramenta utilizada com avanço de 0,06 mm/rev ter
falhado antes que a ferramenta utilizada com o maior avanço, a primeira
manteve sempre valores de desgaste inferiores até o quinto passe.
Na Fig. 4.34 mostram-se os resultados do efeito da variação da velocidade de
corte no desgaste de flanco máximo. Nestes ensaios a profundidade de corte
foi mantida fixa em 0,1 mm e o avanço em 0,03 mm/rev.
Observa-se por meio da Fig. 4.34 que em todos os ensaios, nos quais se
utilizou o menor valor de avanço, as ferramentas apresentaram alta taxa de
desgaste, independente da velocidade de corte utilizada. Em nenhuma das
ferramentas utilizadas com este valor de avanço, o desgaste de flanco máximo
manteve-se abaixo de 0,3 mm após o quarto passe.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 85
Desgaste de Flanco VB Bmáx (mm)
0,90
0,80
0,70
0,60
0,50
0,40
0,30
0,20
0,10
Vc = 60 m/min Vc = 90 m/min Vc = 120 m/min
Vc = 150 m/min Vc = 200 m/min
0,00
0 1 2 3 4 5
Número de Passes
Figura 4.34 – Evolução do Desgaste de Flanco com a Variação da Velocidade
de Corte para f=0,03 mm/rev e aP=0,1 mm.
Os resultados de desgaste obtidos com a variação da velocidade de corte
utilizando-se avanço de 0,06 mm/rev e profundidade de corte de 0,1 mm são
mostrados na Fig. 4.35.
Verifica-se por meio da análise da Fig. 4.35 que o aumento da velocidade de
corte até o valor de 120 m/min proporciona melhora no desempenho da
ferramenta. Quando a velocidade é aumentada para 150 m/min, apesar da
ferramenta apresentar maiores níveis de desgaste nos primeiros passes em
relação aos ensaios realizados a 120 m/min, consegue-se usinar o maior
número de matrizes sem se atingir o critério de fim de vida. A ferramenta
utilizada com a velocidade de 200 m/min apresentou resultados semelhantes
àqueles obtidos com a velocidade de 150 m/min, só que com 200 m/min a
ferramenta atingiu o critério de fim de vida mais cedo, após o sexto passe.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 86
Desgaste de Flanco VB Bmáx (mm)
0,60
0,50
0,40
0,30
0,20
0,10
Vc = 60 m/min Vc = 90 m/min Vc = 120 m/min
Vc = 150 m/min Vc = 200 m/min
0,00
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
Número de Passes
Figura 4.35 – Evolução do Desgaste de Flanco com a Variação da Velocidade
de Corte para f=0,06 mm/rev e aP=0,1 mm.
Na Fig. 4.36 mostram-se os resultados da evolução do desgaste de flanco com
a variação da velocidade de corte e mantidos constantes o avanço em 0,1
mm/rev e a profundidade de corte em 0,1 mm. Como foi observado na Fig.
4.35, verifica-se também por meio da Fig. 4.36 que o aumento da velocidade
propicia menor desgaste de flanco máximo das ferramentas. Quando as
ferramentas foram utilizadas com o avanço de 0,1 mm/rev e baixas velocidades
de corte elas apresentaram falha prematura.
Desgaste de Flanco VB Bmáx (mm)
0,90
0,80
0,70
0,60
0,50
0,40
0,30
0,20
0,10
Vc = 60 m/min Vc = 90 m/min Vc = 120 m/min
Vc = 150 m/min Vc = 200 m/min
0,00
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
Número de Passes
Figura 4.36 – Evolução do Desgaste de Flanco com a Variação da Velocidade
de Corte para f=0,1 mm/rev e aP=0,1 mm.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 87
O aumento da velocidade para 150 e 200 m/min contribui para melhora da
performance das ferramentas de PCBN. As ferramentas que foram utilizadas
com essas duas velocidades apresentaram performance semelhante. A
diferença básica entre o desempenho das duas é que a ferramenta que foi
utilizada com velocidade de 200 m/min sofreu falha catastrófica.
Broskea (2001) mostra em seu trabalho que na usinagem de aços com
ferramentas de PCBN, o aumento da velocidade de corte melhora a vida da
ferramenta, até atingir um valor máximo. Dessa forma ele afirma a existência
de uma vc ótima de trabalho, que depende das demais condições de corte (f e
ap) e das propriedades mecânicas do material da peça. Na usinagem do aço
AISI 4340, f = 0,25 mm/rev e ap = 0,25 mm, ele encontrou a velocidade ótima
de corte de 120 m/min e afirma que na usinagem de materiais de difícil
usinabilidade a tendência é que a velocidade ótima seja menor.
Na Fig. 4.37 observam-se as fotografias da face da ferramenta de PCBN após
segundo, quarto, sexto, oitavo e após o último passe, para velocidade de corte
de 150 m/min, avanço de 0,1 mm/rev e profundidade de corte de 0,1 mm.
Figura 4.37 – Face da Ferramenta após Segundo, Quarto, Sexto, Oitavo e
Nono Passe com vC=150 m/min, f=0,1 mm/rev e aP=0,1 mm.
Verifica-se por meio dessa Figura que o desgaste de cratera se manteve
relativamente baixo, não contribuindo desta maneira para que a ferramenta
sofresse falha catastrófica.
Os valores de vida das ferramentas de PCBN são apresentados na Fig. 4.38.
O melhor desempenho foi atingido na usinagem com velocidade de corte de
150 m/min, avanço de 0,06 mm/rev. e profundidade de corte 0,1 mm. Dentre
todas as condições essa foi a que permite maior produtividade, porém a
utilização de ferramentas de PCBN não representou aumento na vida das

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 88
ferramentas, comparado com os resultados obtidos com ferramentas de metal
duro (Fig. 4.19).
Nú
m
er
o
de
pa
ss
es
9
8
7
6
5
4
3
2
1
0
3
2
1 4
60 90
4
v c (m/min)
1
2
120
a p = 0,1 mm
5
3
4
150
9
8 8
3
200
6
0,1
0,06
0,03
f (mm/rev)
Figura 4.38 - Vida das ferramentas de PCBN (profundidade de corte de 0,1
mm.).
4.4- Comparação entre o Desempenho dos Insertos
Com o intuito de se comparar o desempenho dos insertos de metal duro,
cerâmica mista e PCBN sob a várias condições de corte, foram construídos
gráficos nos quais a taxa de desgaste de flanco é plotada em função da
velocidade de corte e do avanço. A taxa de desgaste de flanco foi determinada
a partir do valor do desgaste de flanco máximo que a ferramenta apresentou
após atingir o critério de fim de vida, dividido pelo comprimento total usinado,
que é a altura da matriz multiplicado pelo número total de passes realizados.
Na Fig. 4.39 apresentam-se os resultados obtidos da taxa de desgaste de
flanco para cada um dos três tipos de insertos testados em função da
velocidade de corte, mantidos constantes o avanço em 0,03 mm/rev e a
profundidade de corte em 0,1 mm.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 89
Taxa Desgaste de Flanco VB Bmáx (mm/m)
18,00
16,00
14,00
12,00
10,00
8,00
6,00
4,00
2,00
Metal Duro Cerâmica Mista PCBN
0,00
0 50 100 150 200 250
Velocidade de Corte (m/min)
Figura 4.39 – Variação da Taxa de Desgaste em Função da Velocidade de
Corte para f=0,03 mm/rev e aP=0,1 mm.
Observa-se por meio da Fig. 4.39 que a ferramenta de metal duro apresentou
as menores taxas de desgaste nas três velocidades de corte nas quais foi
utilizada. Verifica-se ainda, com relação ao metal duro, que com o avanço de
0,03 mm/rev e profundidade de corte de 0,1 mm, a menor taxa de desgaste foi
obtida com a velocidade de corte de 90 m/min. Velocidades superiores a 120
m/min não foram utilizadas na usinagem com ferramenta de metal duro devido
à elevada temperatura que seria gerada na interface cavaco ferramenta,
provocando diminuição da resistência do inserto.
Na Fig. 4.40 mostram-se os efeitos da variação da velocidade de corte na taxa
de desgaste de flanco máxima para valores constantes de profundidade de
corte, 0,1 mm, e de avanço, 0,06 mm/rev. Verifica-se a partir da análise desta
Figura que, como na situação anterior (avanço de 0,03 mm/rev) as ferramentas
de cerâmica mista apresentaram taxa de desgaste muito elevada quando
comparada com as ferramentas de metal duro e de PCBN. Outro fato a ser
observado a partir da Fig. 4.40, é que a menor taxa de desgaste foi conseguida
com inserto de metal duro utilizando-se a menor velocidade de corte. Além
disto, o aumento da velocidade de corte provoca aumento na taxa de desgaste
das ferramentas de metal duro utilizadas para usinagem das matrizes com
avanço de 0,06 mm/rev. e profundidade de corte de 0,1 mm.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 90
Taxa Desgaste de Flanco VB Bmáx (mm/m)
18,00
16,00
14,00
12,00
10,00
8,00
6,00
4,00
2,00
Metal Duro Cerâmica Mista PCBN
0,00
0 50 100 150 200 250
Velocidade de Corte (m/min)
Figura 4.40 – Variação da Taxa de Desgaste em Função da Velocidade de
Corte para f=0,06 mm/rev e aP=0,1 mm.
Com relação as ferramentas de PCBN utilizadas com avanço de 0,06 mm/rev e
com profundidade de corte de 0,1mm, o aumento da velocidade de corte
propicia diminuição da taxa de desgaste de flanco da ferramenta. Para
velocidades de corte superiores a 100 m/min, as ferramentas de PCBN
apresentaram rendimento comparado ao das ferramentas de metal duro.
Na Fig. 4.41 estão representados os resultados de taxa de desgaste obtidos
para metal duro e PCBN quando se fixou o avanço em 0,1 mm/rev, a
profundidade de corte em 0,1 mm, e se variou a velocidade de corte.
Taxa Desgaste de Flanco VB Bmáx (mm/m)
20,00
18,00
16,00
14,00
12,00
10,00
8,00
6,00
4,00
2,00
Metal Duro PCBN
0,00
0 50 100 150 200 250
Velocidade de Corte (m/min)
Figura 4.41 – Variação da Taxa de Desgaste em Função da Velocidade de
Corte para f=0,1 mm/rev e aP=0,1 mm.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 91
Por meio desta Figura, verifica-se que o metal duro e o PCBN apresentam
comportamentos antagônicos. Enquanto o primeiro perde em desempenho com
o aumento de velocidade, o segundo apresenta menor taxa de desgaste à
medida que se eleva a velocidade de corte.
Na Fig. 4.42 mostram-se os resultados da taxa de desgaste em função da
variação do avanço, com a velocidade de corte fixa em 60 m/min e a
profundidade de corte em 0,1 mm, para os três materiais de ferramenta.
Taxa Desgaste de Flanco VB Bmáx (mm/m)
20,00
18,00
16,00
14,00
12,00
10,00
8,00
6,00
4,00
2,00
Metal Duro Cerâmica Mista PCBN
0,00
0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 0,1 0,11
Avanço (mm/rev.)
Figura 4.42 – Variação da Taxa de Desgaste em Função do Avanço para
vC=60m/min e aP=0,1 mm.
Com velocidade de corte de 60 m/min, a ferramenta de metal duro
praticamente manteve a mesma taxa de desgaste com o aumento do avanço.
O fato de a taxa de desgaste da ferramenta de metal duro, utilizada com o
avanço de 0,03 mm/rev, estar um pouco mais elevada do que a taxa obtida
com os outros avanços, se deve ao fato de a ferramenta ter sofrido falha
catastrófica após o último passe de usinagem antes do encerramento do teste
com o menor avanço, como pode ser visto por meio da Fig. 4.1.
Já as ferramentas de cerâmica mista e PCBN apresentaram aumento
significativo do desgaste com o aumento do avanço. No caso do PCBN esse
aumento se deu no momento em que se alterou o avanço de 0,06 para 0,1
mm/rev.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 92
Na Fig. 4.43 estão representados os resultados de taxa de desgaste obtidos a
partir da variação do avanço para a velocidade fixa de 90 m/min e com a
profundidade de corte de 0,1 mm.
Taxa Desgaste de Flanco VB Bmáx (mm/m)
12,00
10,00
8,00
6,00
4,00
2,00
Metal Duro Cerâmica Mista PCBN
0,00
0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 0,1 0,11
Avanço (mm/rev.)
Figura 4.43 – Variação da Taxa de Desgaste em Função do Avanço para
vC=90m/min e aP=0,1 mm.
Os resultados de taxa de desgaste, obtidos com a variação do avanço para a
velocidade de corte de 90 mm/min e profundidade de corte de 0,1
apresentaram as mesmas características da situação anterior, vC=60 m/min e
aP=0,1 mm. Ou seja, a taxa de desgaste para os insertos de metal duro se
mantiveram constantes com o aumento do avanço. Para cerâmica mista e
PCBN as taxas de desgaste aumentaram para maiores valores de avanço. A
diferença principal entre as duas situações é que para a velocidade de corte
menor, 60 m/min, os valores da taxa de desgaste são maiores para a cerâmica
mista e para o PCBN.
Na Fig. 4.44 mostram-se os resultados da taxa de desgaste em função da
variação do avanço para velocidade de corte de 120 m/min e para
profundidade de corte de 0,1 mm para os três tipos de insertos. Verifica-se por
meio desta Figura que para o avanço 0,03 mm/rev, as ferramentas de metal
duro apresentaram menor taxa de desgaste. Já, a medida em que se aumento
o avanço, as ferramentas de PCBN passaram a apresentar maior vida. Além
disto estas duas ferramentas apresentaram desempenho melhor que as
ferramentas de cerâmica mista.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 93
Taxa Desgaste de Flanco VB Bmáx (mm/m)
11,00
10,00
9,00
8,00
7,00
6,00
5,00
4,00
3,00
2,00
1,00
Metal Duro Cerâmica Mista PCBN
0,00
0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 0,1 0,11
Avanço (mm/rev.)
Figura 4.44 – Variação da Taxa de Desgaste em Função do Avanço para
vC=120 m/min e aP=0,1 mm.
Na Fig. 4.45 apresentam-se os valores de taxa de desgaste devido a variação
do avanço para a velocidade de corte fixa de 150 m/min e com profundidade de
corte de 0,1 mm.
Taxa Desgaste de Flanco VB Bmáx (mm/m)
16,00
14,00
12,00
10,00
8,00
6,00
4,00
2,00
0,00
0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 0,1 0,11
Avanço (mm/rev.)
Cerâmica Mista PCBN
Figura 4.45 – Variação da Taxa de Desgaste em Função do Avanço para
vC=150 m/min e aP=0,1 mm.
Verifica-se por meio da Fig. 4.45 um desempenho muito superior das
ferramentas de PCBN em relação às ferramentas de cerâmica mista. Além
disso, a taxa de desgaste das ferramentas de PCBN utilizadas com velocidade
de corte de 150 m/min diminui com o aumento do avanço.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 94
Na Fig. 4.46 estão representados os resultados da taxa de desgaste para o
PCBN e cerâmica mista para velocidade de corte de 200 m/min e avanço de
0,1 mm, obtidos em função da variação do avanço.
Taxa Desgaste de Flanco VB Bmáx (mm/m)
18,00
16,00
14,00
12,00
10,00
8,00
6,00
4,00
2,00
0,00
0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 0,1 0,11
Avanço (mm/rev.)
Cerâmica Mista PCBN
Figura 4.46 – Variação da Taxa de Desgaste em Função do Avanço para
vC=200 m/min e aP=0,1 mm.
Por meio da análise da Fig. 4.46, verificam-se baixas taxas de desgaste para
as ferramentas de PCBN utilizadas com os dois maiores avanços. Já as
ferramentas de cerâmica mista apresentaram taxa de desgaste bastante
elevadas.
Na Fig. 4.47, mostram-se os resultados da comparação de desempenho das
ferramentas de metal duro sob as várias condições de corte. Nessa Figura
estão representados os resultados da variação da taxa de desgaste em função
do avanço para as três velocidades testadas, para profundidade de corte de 0,1
mm. Por meio da Fig. 4.47, pode-se ver que o pior desempenho das
ferramentas de metal duro foi obtido com velocidade de corte de 120 m/min. E
que este desempenho piora ainda mais com o aumento do avanço. Quando se
utilizou velocidades de corte de 60 e 90 m/min, verifica-se que as ferramentas
de metal duro apresentaram comportamento semelhante. Com exceção da
situação em que foi empregado avanço de 0,03 mm/rev com velocidade de
corte de 60 m/min, a taxa de desgaste do metal duro para as duas menores
velocidades esteve em torno de 1 mm/m. Além disso essa taxa praticamente
não variou com o aumento do avanço.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 95
Taxa Desgaste de Flanco VB Bmáx (mm/m)
3,50
3,00
2,50
2,00
1,50
1,00
0,50
Vc = 60 m/min Vc = 90 m/min
Vc = 120 m/min
0,00
0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 0,1 0,11
Avanço (mm/rev.)
Figura 4.47 – Variação da Taxa de Desgaste em Função do Avanço para
Ferramentas de Metal Duro com aP=0,1 mm.
Na Fig. 4.48 mostram-se os resultados a partir da comparação do desempenho
das ferramentas de PCBN sob as várias condições de corte estudadas.
Taxa Desgaste de Flanco VB Bmáx (mm/m)
20,00
18,00
16,00
14,00
12,00
10,00
8,00
6,00
4,00
2,00
Vc = 150 m/min Vc = 200 m/min Vc = 90 m/min
Vc = 120 m/min Vc = 60 m/min
0,00
0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 0,1 0,11
Avanço (mm/rev.)
Figura 4.48 – Variação da Taxa de Desgaste em Função do Avanço para
Ferramentas de PCBN com aP=0,1 mm.
Por meio da Fig. 4.48 verifica-se que para baixas velocidades de corte as
ferramentas de PCBN apresentaram taxas de desgaste muito elevadas. A vida
das ferramentas de PCBN é maior para velocidades de corte mais elevadas.
Para velocidade de corte de 150 e 200 m/min, o aumento do avanço de 0,03
para 0,06 mm/rev diminui a taxa de desgaste das ferramentas. Já, quando se

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 96
aumenta o avanço de 0,06 para 0,1 mm/rev, verifica-se que a taxa de desgaste
de flanco permanece praticamente constante para essas duas velocidades.
4.5 - Avaliação dos Mecanismos de Desgaste via Microscopia Eletrônica
de Varredura
Nesta seção são realizadas diversas análises sobre o sistema tribológico em
estudo. São discutidos alguns mecanismos de desgaste e apresentadas
diversas fotografias retiradas no microscópio eletrônico de varredura, para os
três diferentes materiais de ferramentas avaliados, sob diversas condições de
corte. Objetivou-se identificar os possíveis mecanismos de desgaste que
ocorreram em cada situação.
4.5.1- Caracterização do Sistema Tribológico
O sistema tribológico em estudo envolve o contato entre corpo (cavaco) e
contra-corpo (ferramenta), sobre regime de movimento relativo e carregamento.
A seguir serão realizados alguns cálculos e hipóteses para melhor
caracterização do sistema.
4.5.1.1- Área Aparente de Contato, A
Para ferramentas monocortantes, a área de contato cavaco-ferramenta, que
nesse caso é a área aparente de contato é calculada conforme a Eq. (4.1).
Onde:
f – avanço,
ap – profundidade de corte.
A = f . a
(4.1)
p

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 97
Na Tab. 4.1 mostram-se os cálculos de A, para as condições de corte
avaliadas.
Tabela 4.1 – Área aparente de contato para as condições avaliadas.
Avanço, f
(mm/rev)
Profundidade de
corte, ap (mm)
Área aparente de
contato, A (mm 2 )
0,03 0,1 0,003
0,03 0,2 0,006
0,06 0,1 0,006
0,06 0,2 0,012
0,1 0,1 0,01
0,1 0,2 0,02
4.5.1.2- Velocidade de Deslizamento
Devido à fragilidade do material da peça, a quantidade de deformação sofrida
pelo cavaco é pequena (Trent e Wrigth, 2000) e a relação entre a espessura
medida e a calculada do cavaco é denominada por Grau de Recalque e
próximo à unidade, conforme mostrado na Eq. (4.2).
Onde:
Rc – grau de recalque;
h’ – espessura medida do cavaco;
h – espessura calculada do cavaco;
vc – velocidade de corte;
´
h vc
R c = =
h v
cav
(4.2)

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 98
vcav – velocidade de saída do cavaco.
A espessura calculada do cavaco, h é calculada por meio da Eq. (4.3).
Onde:
f – avanço,
χr – ângulo de posição.
h f . sen χ
= (4.3)
Tomando-se a seguinte condição de usinagem: vc = 150 m/min, f = 0,06
mm/rev, ap = 0,1 mm e χr = 75º, tem-se, por meio da Eq. (4.3), h = 0,058 mm.
Nesta situação, mediu-se a espessura do cavaco e encontrou-se o seguinte
valor: h’ = 0,06 mm. Aplicando-se na Eq. (4.2), obtém-se:
Grau de recalque: Rc = 1,16 e a velocidade do cavaco, vcav = 129 m/min.
Na interface cavaco-ferramenta existem duas regiões distintas (Trent e Wright,
2000): aderência em que o contato entre o corpo e o contra-corpo é assumido
como perfeito e nessas condições, as áreas de contato real e aparente são
idênticas e a velocidade de deslizamento é nula; escorregamento em que o
contato ocorre em picos específicos e nesse caso, a área real de contato é
menor do que a aparente. Ainda segundo o modelo proposto por Trent (1967
”a”, “b” e “c”), a zona de aderência é permanentemente renovada, ou seja, não
fica indefinidamente sobre o contra-corpo. Portanto, na interface a velocidade é
zero e aumenta à medida que se distancia dela e chega ao valor da velocidade
do cavaco a no máximo 80 µm da interface, caracterizando a denominada zona
de fluxo. Mas, pode-se assumir vcav como a velocidade de deslizamento na
zona de escorregamento.
Nas demais condições de corte, o Rc esteve próximo a este valor apresentado.
r

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 99
4.5.1.3- Regime de Carregamento
Para a determinação da força de corte, será utilizadas a expressão
determinada por Kienzle (Ferraresi, 1977) e mostrada na Eq. (4.4)
Onde:
Fc – força de corte;
F
c
=
K
1−
z
s1
. b.
h
(4.4)
Ks1 e 1-z – constantes obtidas graficamente e dependente do par ferramenta-
peça e das condições de corte;
h – espessura calculada do cavaco, determinada por meio da Eq. (4.3);
b – largura calculada do cavaco, determinada por meio da Eq. (4.5):
Onde:
ap – profundidade de corte;
χr – ângulo de posição.
b
a
p
= (4.5)
sen χ
Continuando com a situação de usinagem, tomada como exemplo e
determinando b, por meio da Eq. (4.5), tem-se:
b = 0,104 mm
Os valores de Ks1 e 1-z são constantes que dependem do material usinado.
Tomando-se valores aproximados (Ferraresi, 1977) para um material de
características próximas, tem-se:
Ks1 = 2250 (N/mm 2 ) e 1-z = 0,84.
r

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 100
Substituindo os valores de Ks1, 1-z, b e h na Eq. (4.4), determina-se
aproximadamente o valor da força de corte:
Fc = 21,4 N
O valor da força de corte, aparentemente é pequeno, mas a pressão específica
de corte Ks é dada pela sua relação com a área da seção de corte e calculada
por meio da Eq. (4.6).
K
F
c
s = (4.6)
Substituindo-se os valores de Fc e A (0.06*0,1 = 0,006 mm 2 ) na Eq. (4.6), tem-
se:
K s
=
21,
4
0,
006
Ks = 3.567,3 N/mm 2 = 3.567,3 MPa
A pressão específica de corte, Ks, embora para baixos valores de
carregamento, torna-se significativa devido à pequena área de contato cavaco-
ferramenta. Nesse caso, o valor de Ks é superior ao limite de escoamento a
quente (assumindo como simplificação, igual à dureza a quente do material)
dos materiais de ferramentas analisados. Com isso, sugere-se que em locais
específicos ocorram deformações plásticas, nos três materiais de ferramentas.
4.5.1.4- Presença de Carbonetos Duros no Material da Peça
Outro fator relevante e que pode influenciar no desempenho do sistema
tribológico, está relacionado à presença de carbonetos “duros” no material da
peça (corpo). Eles podem atuar como partículas abrasivas, promovendo
microcorte, microsulcamento ou microlascamento no contra-corpo (ferramenta)
(Hutchings, 1995 e Zum Gahr, 1987) e consequente mecanismo de desgaste
abrasivo a dois corpos.
A

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 101
Segundo Hutchings (1995), experimentalmente observa-se que partículas de
qualquer forma podem causar arrancamento de material e torna-se de maior
agressividade se a relação entre a dureza do abrasivo e do material da
superfície (Habrasivo/Hsuperfície), for maior do que 1,2 e nessas condições o regime
é denominado por “abrasão dura”. Caso essa relação seja inferior a 1,2 o
regime é denominado por “abrasão mole”. As taxas de desgaste no regime de
abrasão mole são muito inferiores (10 a 1000 vezes) ao de abrasão dura, mas
ela torna-se atuante e não pode ser desprezada.
Na Tab. 4.2 mostram-se os carbonetos encontrados no material da peça,
respectivas durezas e para cada material de ferramenta investigado a relação
entre a dureza do abrasivo (carboneto) e da superfície (ferramenta).
Nos regimes de abrasão dura, a taxa de desgaste aumentará com a elevação
da relação Habrasivo/Hsuperfície. Na Tab. 4.2 os regimes em que a relação é
superior a 1,2 estão marcados e sombreados de cinza. De maneira geral
observa-se que o metal duro está submetido por fortes regimes de abrasão
dura, seguido pela cerâmica mista e pelo PCBN, respectivamente.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 102
Tabela 4.2 – Relação entre a dureza do abrasivo e da superfície para as
Carbonetos
presentes na
possíveis situações impostas ao sistema tribológico.
peça Metal
Fórmula Dureza
HV
Material da Ferramenta
Duro
Cerâmica
Mista
Dureza a Quente (1.000 ºC)
HV
PCBN Metal
Duro
H
H
abrasivo
ferramenta
Cerâmica
Mista
PCBN
SiC 2.500 6,25 2,94 1,39
Cr7C3 1.600 4,0 1,88 0,89
Mo2C 1.500
400 850 1800
3,75 1,76 0,83
VC 2.800 7 3,29 1,56
Fe3C 1.000
4.5.1.5- Presença de Cargas Cíclicas de Impacto
2,5 1,18 0,56
Devido à presença de sulcos na superfície da peça (matriz), promovidos por
desgaste abrasivo durante inúmeros ciclos de forjamento, na usinagem dessas
peças está caracterizado o corte interrompido. O material da ferramenta, para
suportar esse regime de trabalho, deve apresentar o comprometimento entre
as propriedades relativas à dureza a quente e tenacidade. Podem ocorrer
trincas de origem mecânica, normalmente paralelas à superfície de saída da
ferramenta e neste caso a tenacidade é a propriedade mais importante. Em
todos os materiais de ferramentas avaliados observou-se a presença desse
tipo de falha.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 103
4.5.1.6- Temperatura na Interface
O material da peça é o aço altamente ligado, utilizado na fabricação de
matrizes. A temperatura da interface depende de dois fatores: resistência ao
cisalhamento nos planos de cisalhamento primário e secundário e
temperaturas de fusões dos principais elementos de liga presentes na peça
(Machado e Silva, 1999).
Segundo Trent e Wright (2000) na usinagem de aços ligados, com ferramentas
de metal duro, para avanço de 0,1 mm/rev e vc entre 80 e 250 m/min a
temperatura na interface cavaco ferramenta situa-se entre 800 e 1100 ºC. Ueda
et al (1999) citado por Barry e Byrne (2001), afirmam que a temperatura da
interface pode ultrapassar 870 ºC na usinagem de aços com dureza de 60 HRC.
Embora não se tenha medido a temperatura da interface neste trabalho, as
evidências citadas por Trent e Wright (2000) e Machado e Silva (1999) e
observações visuais, durante o corte quanto à coloração do cavaco, são
suficientes para estimar que as temperaturas geradas foram superiores a 900
ºC.
Ainda em relação à interface cavaco-ferramenta, na usinagem de aços em
velocidades de corte inferiores a 80 m/min, pode ocorrer a aresta postiça de
corte (APC) (Trent e Wright, 2000 e Machado e Silva, 1999). A presença da
APC promove o fluxo intermitente do cavaco, ativando o mecanismo de
desgaste denominado na literatura inglesa por attriton. Esse mecanismo
envolve, simultaneamente a adesão de material da peça e na sequência o seu
arrancamento (adere-arranca = stick-slip), promovendo a retirada de material,
ou seja o desgaste de forma agressiva da ferramenta na forma granular. Para a
comprovação da presença da APC no sistema tribológico, Trent e Wright
(2000) propõem a utilização do mecanismo de interrupção instantânea do
corte, denominado quick-stop. Aliado a esse ensaio, os valores de topografia
de superfície da peça são importantes dados, já que na presença da APC,
algumas das microtrincas geradas devido à formação do estado triaxial de
tensões ficam na peça na forma de microrebarbas.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 104
4.5.1.7- Síntese da Caracterização do Sistema Tribológico
Resumindo, o sistema tribológico caracterizado é altamente agressivo:
elevadas pressões específicas (superiores a 3500 MPa), altas temperaturas
(acima de 900 ºC) e velocidade de deslizamento na zona de escorregamento
(acima de 50 m/min, na condição de menor vc e acima de 170 m/min na de
maior vc), carregamento de impacto (corte interrompido), meio abrasivo
(presença de carbonetos duros no material da peça) e possível presença da
APC nas menores vc avaliadas.
A seguir, serão analisadas as fotografias obtidas por meio de microscopia
eletrônica de varredura e que podem evidenciar alguns mecanismos de
desgaste atuantes nas ferramentas.
4.5.2- Ferramentas de Metal Duro
Nas Figs. 4.49 a 4.51 mostram-se as fotografias das ferramentas desgastadas
após o último passe de usinagem nas respectivas condições de corte: vc = 60,
90 e 120 m/min, f = 0,03 mm/rev e ap = 0,1 mm.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 105
a - Detalhe da Cunha Cortante
lascamentos
b – Detalhe da Superfície de Saída c – Detalhe da Superfície de Folga
Figura 4.49 - Ferramenta de Metal Duro com vc=60 m/min, ap=0,1 mm e f=0,03
mm/rev.
Na Fig. 4.49 observam-se diversas evidências de lascamentos, nas superfícies
de saída e de folga da ferramenta. Os lascamentos são caracterizados pela
severidade do sistema tribológico, quanto às cargas cíclicas de impacto e que
exige elevada tenacidade da ferramenta.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 106
abrasão
a - Detalhe da Cunha Cortante
abrasão
lascamentos
deformações
plásticas
b – Detalhe da Superfície de Saída c – Detalhe da Superfície de Folga
Figura 4.50 - Ferramenta de Metal Duro com vC=90 m/min, ap=0,1 mm e f=0,03
mm/rev.
Na Fig. 4.50 observam-se evidências de deformações plásticas e de abrasão.
À vc = 90 m/min as temperaturas na interface cavaco-ferramenta são maiores
do que a vc = 60 m/min, provocando o efeito de substancial redução de dureza
do metal duro (Trent e Wright, 2000). Aliado a isso, tem-se a elevada pressão
específica de corte na interface cavaco-ferramenta, promovendo a
consequente deformação plástica em distintas regiões. Quanto à abrasão, no
metal duro, conforme mostrado anteriormente predomina o regime de abrasão
dura e este mecanismo de desgaste torna-se relevante, conforme observado
em diversas regiões da ferramenta.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 107
a - Detalhe da Cunha Cortante
deformações
plásticas
abrasão
b – Detalhe da Superfície de Saída c – Detalhe da Superfície de Folga
Figura 4.51 - Ferramenta de Metal Duro com vC=120 m/min, ap=0,1 mm e
f=0,03 mm/rev.
Na Fig. 4.51 observam-se os mecanismos similares aos encontrados na Fig.
4.50.
Nas Figs. 4.52 a 4.54 mostram-se as fotografias das ferramentas desgastadas
após último passe de usinagem para as condições de corte: vC = 60, 90 e 120
m/min, f = 0,06 mm/rev e ap = 0,1 mm.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 108
a - Detalhe da Cunha Cortante
cratera
b – Detalhe da Superfície de Saída c – Detalhe da Superfície de Folga
Figura 4.52 - Ferramenta de Metal Duro: vc=60 m/min, ap=0,1 mm e f=0,06
mm/rev.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 109
a - Detalhe da Cunha Cortante
b – Detalhe da Superfície de Saída c – Detalhe da Superfície de Folga
Figura 4.53 - Ferramenta de Metal Duro: vC=90 m/min, ap=0,1 mm e f=0,06
mm/rev.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 110
a - Detalhe da Cunha Cortante
deformações
plásticas
b – Detalhe da Superfície de Saída c – Detalhe da Superfície de Folga
Figura 4.54 - Ferramenta de Metal Duro: vC=120 m/min, ap=0,1 mm e f=0,06
mm/rev.
Nas Figs. 4.52 a 4.54 observam-se evidências de deformações plásticas,
lascamentos e de abrasão, conforme discutido anteriormente.
4.5.3- Ferramentas de Cerâmica Mista
Nas Figs. 4.55 a 4.57 mostram-se as fotografias das ferramentas de cerâmica
mista desgastadas após último passe de usinagem para as condições de corte:
vC = 60, 150 e 200 m/min, f = 0,03 mm/rev e ap = 0,1 mm e sem refrigeração.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 111
lascamentos
abrasão
a – Cunha Cortante b – Detalhe da Superfície de Folga
Figura 4.55 - Ferramenta de Cerâmica Mista: vC=60 m/min, ap=0,1 mm e f=0,03
mm/rev e Sem Refrigeração.
a – Detalhe da Cunha Cortante
abrasão
b – Detalhe da Superfície de Saída c – Detalhe da Superfície de Folga
Figura 4.56 - Ferramenta de Cerâmica Mista: vC=150 m/min, ap=0,1 mm e
f=0,03 mm/rev e Sem Refrigeração.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 112
a - Detalhe da Cunha Cortante
lascamentos
deformações plásticas
abrasão
b – Detalhe da Superfície de Saída c – Detalhe da Superfície de Folga
Figura 4.57 - Ferramenta de Cerâmica Mista: vC=200 m/min, ap=0,1 mm e
f=0,03 mm/rev e Sem Refrigeração.
Barry e Byrne (2001) realizaram pesquisas enfocando os mecanismos de
desgastes que ocorrem nas ferramentas de cerâmica mista (Al2O3 + TiC) no
torneamento de aços com inclusões de cálcio, com durezas compreendidas
entre 40 e 62 HRC. As velocidades de corte avaliadas estavam compreendidas
entre 150 e 250 m/min, o avanço fixo em 0,1 mm/rev e a profundidade de corte
fixa em 0,1 mm. Segundo eles, a difusão pode ocorrer devido à solubilidade da
fase TiC no ferro ser cerca de três vezes maior do que a Al2O3, promovendo a
craterização da superfície de saída da ferramenta. Encontraram também a
presença de regiões deformadas plasticamente e marcas de abrasão.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 113
No presente trabalho, o tribosistema avaliado difere-se muito do descrito por
Barry e Byrne (2001). Embora as condições de corte sejam muito próximas, as
diferenças referem-se à presença de cargas cíclicas, caracterizando o corte
interrompido e também as propriedades do material da peça avaliado. A
análises das Figs. 4.55 a 4.57 mostram evidências de: lascamentos,
promovidos pela baixa tenacidade da ferramenta; abrasão devido à presença
de carbonetos duros, originários do material da peça; e de deformações
plásticas localizadas, devido à elevada temperatura e pressão específica de
corte, na interface cavaco ferramenta, nessas condições de corte.
4.5.4- Ferramentas de PCBN
Nas Figs. 4.58 a 4.61 mostram-se as fotografias das ferramentas de Nitreto
Cúbico de Boro Policristalino desgastadas, utilizadas nas seguintes condições
de corte: vC = 60, 120, 150 e 200 m/min, f = 0,06 mm/rev e ap = 0,1 mm e sem
refrigeração.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 114
lascamentos
a - Detalhe da Cunha Cortante
b – Detalhe da Superfície de Saída c – Detalhe da Superfície de Folga
Figura 4.58 - Ferramenta de PCBN: vC=60 m/min, ap=0,1 mm e f=0,06 mm/rev.
Na Fig. 4.58 observam-se evidências de lascamentos, características de fratura
frágil, promovido pelos ciclos de tensões e reduzida tenacidade do PCBN.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 115
a - Detalhe da Cunha Cortante
b – Detalhe da Superfície de Saída c – Detalhe da Superfície de Folga
Figura 4.59 - Ferramenta de PCBN: vC=120 m/min, ap=0,1 mm e f=0,06
mm/rev.
Observa-se na Fig. 4.59, agora a vc = 120 m/min, a existência de fratura frágil,
promovida pelas razões anteriormente citadas.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 116
lascamento cratera
a - Detalhe da Cunha Cortante
abrasão
b – Detalhe da Superfície de Saída c – Detalhe da Superfície de Folga
Figura 4.60 - Ferramenta de PCBN: vC=150 m/min, ap=0,1 mm e f=0,06
mm/rev.
Observa-se na Fig. 4.60, com vc = 150 m/min, a existência de fratura frágil,
promovida pelas razões anteriormente citadas. Nessa velocidade observa-se
sobre a superfície de saída da ferramenta, na parte “a” dessa Figura, a
existência de uma cratera. A craterização possivelmente pode surgir promovida
por difusão de materiais da ferramenta para a peça. Os mecanismos
difusionais envolvendo o PCBN na usinagem de aços são abordados por
alguns pesquisadores (Chou, 1994, Chou and Evans, 1997, Barry e Byrne,
2000 “a” e “b”, Lim et al, 2001, Broskea, 2001 e Poulachon, 2001). A maioria
deles mostram evidências da existência de reações triboquímicas na interface
cavaco ferramenta, promovendo os mecanismos de adesão e de difusão. Para
a comprovação de adesão de material da peça na ferramenta, as análises no

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 117
MEV deveriam ser complementadas com, por exemplo, análises de
composição química via EDX (Energy Dispersive X-Ray) e que não estava
disponível no instrumento em que foram realizadas as avaliações.
O fenômeno de craterização da superfície de saída da ferramenta também
pode ser observado na Fig. 4.61, em vc = 200 m/min. Nessa situação, em
relação à anterior (vc = 150 m/min), a temperatura da interface cavaco-
ferramenta é maior e isso acelera o mecanismo de desgaste por difusão, já que
esse é um mecanismo de desgaste fortemente dependente da temperatura
(termicamente ativado) (Molinari e Nouari, 2002).
lascamentos
a – Detalhe da Cunha Cortante
cratera
b – Detalhe da Superfície de Saída c – Detalhe da Superfície de Folga
Figura 4.61 - Ferramenta de PCBN: vC=200 m/min, ap=0,1 mm e f=0,06
mm/rev.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 118
Nas Figs. de 4.62 a 4.64 mostram-se as fotografias das ferramentas de PCBN
após o último passe de usinagem para velocidade de corte de 90 m/min,
profundidade de corte de 0,1 mm e para os avanços de 0,03, 0,06 e 0,1 mm/rev
a - Detalhe da Cunha Cortante
b – Detalhe da Superfície de Saída c – Detalhe da Superfície de Folga
Figura 4.62 - Ferramenta de PCBN: vC=90m/min, ap=0,1 mm e f=0,03 mm/rev.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 119
a - Detalhe da Cunha Cortante
abrasão
b – Detalhe da Superfície de Saída c – Detalhe da Superfície de Folga
Figura 4.63 - Ferramenta de PCBN: vC=90 m/min, ap=0,1 mm e f=0,06 mm/rev.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 120
a - Detalhe da Cunha Cortante
lascamentos
b – Detalhe da Superfície de Saída c – Detalhe da Superfície de Folga
Figura 4.64 - Ferramenta de PCBN: vC=90m/min, ap=0,1 mm e f=0,1 mm/rev.
As análises das Figs. 4.62 a 4.64 mostram evidências de fraturas frágeis e de
abrasão.
Para os três materiais de ferramentas investigados, a fratura frágil ocorreu
devido à baixa tenacidade do material enquanto a abrasão devido à presença
de carbonetos de elevada dureza, presentes no material da peça.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 121
4.6- Custo de Usinagem por Matriz
Neste item foram avaliados os custos de usinagem para a retirada da camada
nitretada das matrizes de forjamento em todas as condições de corte
estudadas utilizando ferramentas de metal duro, cerâmica mista e PCBN. Na
Tabela 4.3 são mostrados os custos obtidos quando da utilização de
ferramentas de metal duro.
Tabela 4.3 – Custo de Usinagem para Ferramentas de Metal Duro
AP
(mm)
f (mm/rev) vC (m/min) Tempo (min) Custo (R$/matriz)
0,1 0,1 90 1,94 1,84
0,1 0,06 90 3,24 2,47
0,1 0,06 120 2,43 2,57
0,2 0,03 120 2,43 2,57
0,1 0,1 120 1,46 2,84
0,1 0,06 60 4,86 3,36
0,2 0,06 60 2,43 3,38
0,2 0,06 120 1,21 3,73
0,2 0,1 60 1,46 3,86
0,1 0,03 120 4,86 3,91
0,2 0,06 90 1,62 3,95
0,2 0,03 60 4,86 4,21
0,1 0,03 90 6,48 4,45
0,1 0,1 60 2,92 4,67
0,2 0,03 90 3,24 4,85
0,1 0,03 60 9,72 6,24
0,2 0,1 120 0,73 6,52
0,2 0,1 90 0,97 6,66
Para levantamento dos custos foram considerados apenas os tempos
necessários e o desgaste dos insertos para usinar exclusivamente a camada
nitretada. Ou seja, em cada condição de corte foram determinados o tempo e o

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 122
custo para se usinar 0,4 mm no diâmetro interno das matrizes. O custo de
usinagem foi elaborado com base no valor do torno, no custo da mão de obra,
na área útil da empresa que é ocupada pelo torno, na depreciação do
equipamento, no custo de energia elétrica consumida pelo equipamento, no
valor dos juros sobre investimentos previstos pela empresa e no rateio
proporcional dos gastos indiretos de produção.
Verifica-se que em quase todas as condições de corte o custo por matriz para
retirada da camada nitretada foi inferior a R$ 5,00. Exceção feita para as
condições onde se obteve tempo de usinagem elevado (aP=0,1 mm, f=0,03
mm/rev e vC=60 m/min); e quando a ferramenta sofreu falha após o primeiro
passe, o que ocorreu para profundidade de corte de 0,2 mm, avanço de 0,1
mm/rev e para as velocidades de 90 e 120 m/min. Considerando-se somente o
custo de usinagem, o melhor resultado encontrado ocorreu para profundidade
de corte de 0,1 mm, avanço de 0,1 mm/rev e velocidade de corte de 90 m/min.
Nessa condição o tempo de usinagem foi relativamente curto e se conseguiu
usinar quatro matrizes antes do inserto atingir o critério de fim de vida.
Na Tab. 4.4 apresenta-se o custo de usinagem para retirar a camada nitretada
de uma matriz utilizando-se ferramenta de cerâmica mista. Em nenhuma das
condições descritas na Tab. 4.4 utilizou-se refrigerante.
Tabela 4.4 – Custo de Usinagem para Ferramentas de Cerâmica Mista
aP (mm) f (mm/rev.) vC (m/min) Tempo (min) Custo (R$/matriz)
0,1 0,06 200 1,51 5,50
0,1 0,06 150 2,02 5,78
0,1 0,03 90 6,72 6,04
0,1 0,06 120 2,52 6,05
0,1 0,03 200 3,02 6,33
0,1 0,06 90 3,36 6,52
0,1 0,03 150 4,03 6,89
0,1 0,03 120 5,04 7,44
0,1 0,06 60 5,04 7,44
0,1 0,03 60 10,08 7,89

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 123
Verifica-se, por meio da análise dos valores contidos na Tab. 4.4, que o custo
de usinagem é relativamente baixo em função do baixo custo por aresta das
ferramentas de cerâmica mista. Entretanto, em todas as condições de corte as
ferramentas falharam antes do terceiro passe.
Os resultados referentes ao custo de se retirar a camada nitretada no
torneamento utilizando-se ferramentas de PCBN estão listados na Tab. 4.5.
Tabela 4.5 – Custo de Usinagem para Ferramentas de PCBN
aP (mm) f (mm/rev) vC (m/min) Tempo (min) Custo (R$/matriz)
0,1 0,1 150 1,21 33,28
0,1 0,06 150 2,02 33,72
0,1 0,1 200 0,91 37,19
0,1 0,06 200 1,51 49,75
0,1 0,06 120 2,52 60,09
0,1 0,06 90 3,36 75,22
0,1 0,03 150 4,03 75,60
0,1 0,03 90 6,72 77,08
0,1 0,1 120 1,51 98,66
0,1 0,03 200 3,02 99,50
0,1 0,03 60 10,08 103,39
0,1 0,06 60 5,04 149,52
0,1 0,03 120 5,04 149,52
0,1 0,1 90 2,02 294,59
0,1 0,1 60 3,02 295,15
Devido ao elevado custo por aresta das ferramentas de PCBN, em todas as
condições de corte o custo para a usinagem das matrizes ficou muito elevado.
Em várias condições de corte o custo para retirada da camada nitretada com
as pastilhas de PCBN superou em muito o custo de fabricação de matrizes
novas, incluindo custo da matéria prima, o custo de transformação e de
tratamento térmico. Ou seja, a utilização de ferramentas de PCBN, nas

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 124
condições de corte testadas, inviabiliza o processo de recuperação de matrizes
por meio de torneamento.
Por outro lado, a utilização de ferramentas de metal duro para se recuperar as
matrizes proporcionou grandes vantagens econômicas, além de diminuir tempo
de fabricação das ferramentas de forjar, e facilitar a logística de fabricação.

Capítulo 5
Conclusões
Após a especificação do tema para o trabalho, estabelecida a metodologia para
o seu desenvolvimento, realizados os experimentos e analisados os resultados,
chegou-se às seguintes conclusões:
1. As formas de desgaste predominantes foram: flanco e cratera;
2. O mecanismos predominantes de desgaste foram: deformação plástica,
abrasão, e difusão;
3. Em todas as condições de corte e materiais de ferramentas foram
observadas trincas de origem mecânica, paralelas à superfície de saída da
ferramenta, devido à relação entre dureza e tenacidade ser insuficiente para
suportar os regimes impostos no sistema tribológico;
4. Quanto aos números de passes, os piores resultados foram encontrados
para a cerâmica mista enquanto o PCBN e metal duro apresentaram os
melhores resultados;
5. Quanto à taxa de desgaste os melhores resultados foram encontrados para
o metal duro;
6. Quanto aos custos, em ordem crescente obteve-se: metal duro, cerâmica
mista e PCBN. Com relação ao custo o metal duro se mostrou o mais eficaz
e o PCBN inviável economicamente;
7. A cerâmica mista se mostrou inadequada para ser utilizada no sistema
tribológico sob avaliação.
125

Capítulo 6
Sugestões para Futuros Trabalhos
Durante a realização deste trabalho, algumas novas linhas poderiam ter sido
conduzidas, mas para não desviar do foco inicial proposto, sugere-se que
outras investigações sejam realizadas, o que enriquecerá o conhecimento
deste assunto relevante aos fabricantes de peças por forjamento e ainda com
poucas informações científicas disponibilizadas. Desta forma, sugere-se que
outros trabalhos sejam desenvolvidos abrangendo os seguintes tópicos:
1. Avaliar a viabilidade econômica de usinar a camada endurecida utilizando-
se o processo de retificação;
2. Avaliar a viabilidade econômica de usinar a camada endurecida utilizando-
se o processo de fresamento por interpolação, utilizando-se de ferramentas
de metal duro integral com micro-grãos;
3. No torneamento, avaliar a performance de ferramentas de metal duro de
Nota:
granulometria refinada (microgrãos);
A realização de análises utilizando as sugestões de números 1 e 2, necessitam
de investimentos em novas máquinas, o que está previsto no programa de
implantação da seção de ferramentaria da fábrica, mas que atualmente ainda
não estão disponibilizados.
126

Capítulo 7
Referências Bibiográficas
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127

Capítulo 7 - Referências Bibliográficas 128
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• ZUM GAHR, K. H., 1987, “Microstructure and Wear of Material”, Elsevier.

Capítulo 8
Anexo I - Relatórios de Ensaio Metalográfico: Microdureza (HV)
131

Capítulo 8 – Anexo I 132

Capítulo 8 – Anexo I 133