AVALIAÇÃO DO DESGASTE DA FERRAMENTA DE METAL DURO ...

PONTIFÍCIA UNIVERSIDADE CATÓLICA DE MINAS GERAIS
Programa de pós-graduação em engenharia mecânica
AVALIAÇÃO DO DESGASTE DA FERRAMENTA DE
METAL DURO REVESTIDA COM TiN NO
FRESAMENTO DO AÇO ABNT4140 TEMPERADO E
REVENIDO, UTILIZANDO DUAS FRESAS DE
DIÂMETROS DIFERENTES
Belo Horizonte
2010
Vinícius Maia de Sá

Vinícius Maia de Sá
AVALIAÇÃO DO DESGASTE DA FERRAMENTA DE
METAL DURO REVESTIDA COM TiN NO
FRESAMENTO DO AÇO ABNT4140 TEMPERADO E
REVENIDO, UTILIZANDO DUAS FRESAS DE
DIÂMETROS DIFERENTES
Dissertação apresentada ao
Programa de Pós-Graduação em
Engenharia Mecânica da Pontifícia
Universidade Católica de Minas
Gerais, como parte dos requisitos
para obtenção do título de Mestre
em Engenharia Mecânica.
Orientador: Prof. Dr. José Rubens Gonçalves Carneiro
Belo Horizonte
2010

FICHA CATALOGRÁFICA
Elaborada pela Biblioteca da Pontifícia Universidade Católica de Minas Gerais
Sá, Vinícius Maia de.
S111a Avaliação do desgaste da ferramenta de metal duro revestida com TiN no
fresamento do aço ABNT 4140 temperado e revenido, utilizando duas fresas
de diâmetros diferentes / Vinícius Maia de Sá. Belo Horizonte, 2010.
87 f.:il.
Orientador: José Rubens Gonçalves Carneiro
Dissertação (Mestrado) – Pontifícia Universidade Católica de
Minas Gerais. Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica
Bibliografia.
1. Fresagem (Trabalho em metal). 2.Usinagem. 3. Metais - Corte
4. Processos de fabricação. 5. Metais duros. I. Carneiro, José Rubens
Gonçalves. II. Pontifícia Universidade Católica de Minas Gerais. Programa de
Pós-Graduação em Engenharia Mecânica. III. Título.
CDU:621.7

Vinícius Maia de Sá
AVALIAÇÃO DO DESGASTE DA FERRAMENTA DE
METAL DURO REVESTIDA COM TiN NO
FRESAMENTO DO AÇO ABNT4140 TEMPERADO E
REVENIDO, UTILIZANDO DUAS FRESAS DE
DIÂMETROS DIFERENTES
Trabalho apresentado ao Programa
de Pós-Graduação em Engenharia
Mecânica da Pontifícia
Universidade Católica de Minas
Gerais como parte dos requisitos
para obtenção do título de Mestre
em Engenharia Mecânica.
________________________________________________________
Dr. José Rubens Gonçalves Carneiro (Orientador) – PUC Minas
________________________________________________
Dr. Ivan José de Santana – CEFET/MG
_______________________________________________
Dr. Claysson Bruno Santos Vimieiro – PUC Minas
Belo Horizonte, 10 de dezembro 2010.

Dedico este trabalho primeiramente a
Deus, aos meus pais, Benedito e Maria
Helena, a minha esposa Aline, Cinara,
Willian e Helena.

Agradeço primeiramente a Deus.
AGRADECIMENTOS
Agradeço aos meus pais, Benedito e Maria Helena pelo amor, ensinamentos,
confiança e o grande incentivo. À minha esposa Aline pelo amor, cumplicidade,
carinho e grande apoio. À Cinara, Willian e Helena pelo carinho.
Ao programa de Pós-graduação em Engenharia Mecânica da Universidade
Católica de Minas Gerais.
Ao amigo e orientador Prof. Dr. José Rubens Gonçalves Carneiro, pela
orientação nesse trabalho, e pelo companheirismo constante.
Aos funcionários do laboratório de processos de fabricação da PUC MG,
Pedro, Carlos e Leandro pelo apoio, amizade e ajuda constante. À secretária e
amiga do programa de pós-graduação, Valéria, pelo incentivo, dedicação e carinho.
Aos amigos Malange, André Bragança e Letícia pelo apoio e grande amizade.
Ao Centro de Microscopia da UFMG.
À PUC minas como grande colaboradora para realização deste trabalho.
A todos que, de forma direta ou indireta, contribuíram para execução e
finalização desse trabalho.

RESUMO
A indústria metal mecânica exige cada vez mais o desenvolvimento dos
processos de fabricação, principalmente a modernização das máquinas operatrizes
e a evolução constante das ferramentas de corte. Diversos componentes mecânicos
são fabricados através do processo de usinagem que consiste em remover uma
camada de material da superfície da peça utilizando essas ferramentas de corte. A
escolha correta das ferramentas de corte e dos parâmetros de usinagem não
apenas se torna uma questão de acompanhamento da tecnologia, mas uma
necessidade, em razão do aumento da demanda e da redução de custo do processo
com garantia da qualidade dos produtos. O aço ABNT 4140 é um aço de baixa liga
para construção, utilizado em diferentes indústrias na condição de laminado ou
tratado termicamente devido sua resistência mecânica, média usinabilidade,
elevada temperabilidade. Este trabalho avalia a influência de duas fresas de topo de
diâmetros de 20mm e 40mm, com ferramentas de corte revestida por TiN, no
fresamento do aço ABNT4140 temperado/ revenido, utilizando-se fluido
emulsionável. Para obtenção dos resultados, barras do aço ABNT 4140
temperadas/revenidas foram fresadas em máquina CNC utilizando velocidade de
corte de 120m/min, e avanços de 0,1; 0,15 e 0,2mm/rev. O tempo de fresamento foi
de até 50 minutos o que propiciou desgaste, avarias e fratura das pastilhas.
Verificou-se também a rugosidade da peça para esse tempo de fresamento. O
desgaste foi avaliado através de Microscópio Eletrônico de Varredura Quanta 200 -
FEG – FEI - 2006 com canhão de emissão por efeito de campo.
Palavras-chave: Fresamento, ferramenta de corte, desgaste de ferramenta de corte,
fluido de corte.

ABSTRACT
The metal mechanic industry increasingly requires the development of
manufacturing processes, mainly the modernization of machine tools and the
constant evolution of cutting tools. Various mechanical components are
manufactured through the machining process, which consists of removing a layer of
material of the surface of the piece using these tools. The correct choice of cutting
tools and machining parameters is not just a matter of monitoring technology, but a
necessity, as a result of increased demand and reducing cost with the guarantee of
product quality. The ABNT 4140 steel is a low-alloy steel for construction, used in
different industries provided laminated or heat-treated, due to its mechanical
resistance, average machinery, and high temperability. This study evaluates the
influence of two mills of diameters of 20 mm and 40 mm, with cutting tools for TiN
coated, in the steel hardened milling ABNT4140 quenched/tempering using an
emulsifying fluid. To obtain the results, ABNT 4140 steel bars quenched/tempered
cylinders were milled on CNC machine, using cutting speed of 120 m/min and
advances 0.1, 0.15 and 0, 2 mm/rev per tooth. The milling time was up to 50 minutes,
bringing wear, damage and fracture of tablets. There was also the roughness of the
piece for this time of milling. The wear was evaluated through scanning electronic
microscope with cannon emission by field effect.
Keywords: milling, cutting tool, cutting tool wea

LISTA DE FIGURAS
Figura 1 - Representação esquemática das geometrias básicas do processo de
fresamento, como diâmetro da fresa (D), avanço (fm), velocidade (Vc),
profundidade de corte (af) e rotação. .................................................... 21
Figura 2 - Microdureza Vickers dos principais revestimentos de ferramenta de
corte. (Abele, E. et. al., 2002). .............................................................. 27
Figura 3 - Comparação dos testes de desgaste e fresamento para ferramenta e
HSS revestida de TiN. .......................................................................... 28
Figura 4 - Alguns tipos de desgaste e as variáveis de medição do desgaste em
ferramentas de usinagem (Norma ISO 3585, 1993). ............................. 29
Figura 5 - Representação esquemática de cratera na superfície desaídada
ferramenta de corte(Teles, J.M. ,2007). ................................................ 30
Figura 6 - Desgaste de flanco na superfície de saída da ferramenta de corte
(Teles, J.M. ,2007)................................................................................. 31
Figura 7 - Desgaste de entalhe na aresta principal da ferramenta de corte(Teles,
J.M. ,2007) ............................................................................................ 31
Figura 8 - Mecanismos de desgaste (Machado, A.R. et. al. ,1999) ....................... 32
Figura 9 - Efeito da velocidade de corte na evolução do desgaste de flanco VB
para os revestimentos TiAlN e TiNAlOX para substrato de K35 com
avanço de 0,2 mm/rev . ........................................................................ 33
Figura 10 - Comparação das taxas de desgaste de flanco de inserto de aço rápido
na condição de revestido de TiN e não revestido, sobre três condições
de torneamento a seco. ........................................................................ 34
Figura 11 - Mapa de desgaste de flanco para inserto de HSS revestido de TiN
durante operação de torneamento a seco. ............................................ 35
Figura 12 - Deformação plástica da aresta de corte (Iscar, 2001). .......................... 36
Figura 13 - Mecanismo de difusão ocorrido na superfície de saída da ferramenta
(Iscar, 2001). ......................................................................................... 36
Figura 14 - Mecanismo de abrasão na ferramenta de corte (Iscar, 2001). .............. 37
Figura 15 - Desgaste por oxidação da aresta de corte da ferramenta (Iscar, 2001).38
Figura 16 - Ferramenta com APC na aresta de corte (Iscar, 2001). ........................ 39
Figura 17 - Sentidos práticos da aplicação do fluido de corte(Machado, A.R. et. al.
1999) .................................................................................................... 45

Figura 18 - Representação dos efeitos externos e efeitos internos da superfície
(Oliveira, C.J., 2004). ............................................................................ 46
Figura 19 - Textura de uma superfície mostrando efeitos de rugosidade (A),
ondulações (B) e erro de forma (C). (Oliveira, C.J., 2004). ................... 47
Figura 20 - Esquema de um instrumento de controle de uma superfície (Oliveira,
C.J., 2004). ........................................................................................... 48
Figura 21 - Representação do perfil de rugosidade Ra, para um comprimento de
amostragem (l) (Martins, P.S., 2008). ................................................... 48
Figura 22 - Parâmetro de rugosidade Rt (Martins, P.S., 2008). ............................... 49
Figura 23 - Parâmetro de rugosidade Rz (Martins, P.S.,2008). ............................... 50
Figura 24 - Variação da rugosidade média Ra e Rt com distância de corte em
fresamento com fluido para aço inoxidável com durezas de 35, 40 e 55
HRC (Liew, W.Y.H. et. al., 2008). .......................................................... 50
Figura 25 - Centro de usinagem Discovery 560, utilizado no fresamento do aço
ABNT4140 temperado/revenido. ......................................................... 53
Figura 26 - Fresas de diâmetros de 20mm e 40mm montadas com três pastilhas
de corte intercambiáveis e fixadas por mandris de encaixe sob
interferência no centro de usinagem. .................................................... 54
Figura 27 - Pastilha de metal duro, revestida por TiN,utilizada nos experimentos
de fresamento... .................................................................................... 54
Figura 28 - Desenho representativo do percurso da fresa durante o corte e
posições de leituras do rugosimetro .................................................. 55
Fgura 29 - Rugosímetro Taylor Hobson - Surtronic 3+ em funcionamento,
evidenciano a medição de rugosidade .................................................. 56
Figura 30 - Microscópio de medição Mitutoyo, modelo TM-505 e série 176 ............ 56
Figura 31 - Medidor de excentricidade com relógio comparador milesimal ............. 57
Figura 32 - Microscópio eletrónico de varredura ..................................................... 58
Figura 33 - Microestrutura do aço ABNT 4140 laminado a quente e
temperado/revenido – (a) Aumento 100 X, (b)Aumento 500x - Ataque:
Nital 4%. ............................................................................................... 59
Figura 34 - Avaliação do desgaste das ferramentas de corte, em relação ao
volume retirado, nas três posições, revestida com TiN, com
velocidade de corte de 120 m/min, e avanço de 0,1 mm/rev,
fresamento com fluido de corte ...................................................... 60

Figura 35 - Avaliação do desgaste das ferramentas de corte, em relação ao
volume retirado, nas três posições, revestida com TiN, com
velocidade de corte de 120 m/min, e avanço de 0,15 mm/rev,
fresamento com fluido de corte.. .................................................... 61
Figura 36 - Avaliação do desgaste das ferramentas de corte, em relação ao
volume retirado nas três posições, revestida com TiN, com velocidade
de corte de 120 m/min, e avanço de 0,20 mm/rev, fresamento com
fluido de corte. ................................................................................... 62
Figura 37 - Análise de rugosidade Ra na posição 1 das superfícies usinadas para
velocidade de corte de 120m/min, avanços de corte de 0,1, 0,15 e
0,20mm/ver, com fluido de corte. ......................................................... 63
Figura 38 - Análise de rugosidade Ra na posição 2 das superfícies usinadas para
velocidade de corte de 120m/min, avanços de corte de 0,1, 0,15 e
0,20mm/ver, com fluido corte. ............................................................... 64
Figura 39 - Análise de rugosidade Ra na posição 3 das superfícies usinadas para
velocidade de corte de 120m/min, avanços de corte de 0,1, 0,15 e
0,20mm/ver, com fluido de corte. .......................................................... 65
Figura 40 - Avaliação do desgaste das ferramentas de corte, em relação ao
volume retirado na posição 1, revestida com TiN, com velocidade
de corte de 120 m/min, e avanços de 0,1, 0,15, 0,20 mm/rev,
fresamento com fluido de corte. ......................................................... 65
Figura 41 - Análise da variação do batimento das ferramentas de corte,
para velocidade de corte 120m/min, avanço de 0,1mm/rev, com
fluido de corte. ................................................................................... 66
Figura 42 - Análise da variação do batimento das ferramentas de corte,
para velocidade de corte 120m/min, avanço de 0,15mm/rev, com
fluido de corte. ...................................................................................... 67
Figura 43 - Análise da variação do batimento das ferramentas de corte, para
velocidade de corte 120m/min, avanço de 0,20mm/rev, com fluido de
corte.................................................................................................... ... 67
Figura 44 - Foto da ferramenta de corte após corte transversal para verificar
espessura do revestimento (a) e (b), material do revestimento (c) e
material dosubstrato(b) .........................................................................68
Figura 45 - Foto do desgaste da ferramenta de corte de diametro de 20mm na
usinagem do aço ABNT 4140 temperado e revenido com fluido de
corte com velocidade de corte 120m/min, avanço 0,20mm/ver, tempo
de 1min de usinagem, ampliação de 100x (a), e ampliação 5000x
(b)............................................................................................................69

Figura 46 - Foto do desgaste da ferramenta de corte de diametro de 20mm na
usinagem do aço ABNT 4140 temperado e revenido com fluido de
corte com velocidade de corte 120m/min, avanço 0,20mm/ver, tempo
de 3min de usinagem, ampliação de 70x (a), e ampliação 1000x
(b)............................................................................................................69
Figura 47 - Foto do desgaste da ferramenta de corte de diametro de 20mm e
análise em EDS na usinagem do aço ABNT 4140 temperado e
revenido com fluido de corte com velocidade de corte 120m/min,
avanço 0,20mm/ver, tempo de 5min de usinagem, ampliação de 100x
(a), e ampliação 5000x (b), EDS(c).........................................................70
Figura 48 - Foto do desgaste da ferramenta de corte de diametro de 20mm na
usinagem do aço ABN 4140 temperado e revenido com fluido de corte
com velocidade de corte 120m/min, avanço 0,20mm/ver, tempo de
10min de usinagem, ampliação de 150x (a), e ampliação 250x
(b)............................................................................................................71
Figura 49 - Foto do desgaste da ferramenta de corte de diametro de 20mm na
usinagem do aço ABNT4140 temperado e revenido com fluido de corte
com velocidade de corte 120m/min, avanço 0,20mm/ver, tempo de
30min de usinagem, ampliação de 100x (a), e ampliação 1000x
(b)............................................................................................................72
Figura 50 - Foto do desgaste da ferramenta de corte na usinagem do aço ABNT
4140 temperado e revenido com fluido de corte com velocidade de
corte 120m/min, avanço 0,20mm/ver, tempo de 50min de
usinagem, ampliação de 100x (a) e (b)..................................................72
Figura 51 - Foto do desgaste da ferramenta de corte de diametro de 40mm
na usinagem do aço ABNT 4140 temperado e revenido com fluido
de corte com velocidade de corte 120m/min, avanço 0,20mm/ver
tempo de 1min de usinagem, ampliação de 100x(a) e
5000x(b)..................................................................................................73
Figura 52 - Foto do desgaste da ferramenta de corte de diametro de 40mm
e análise na usinagem do aço ABNT 4140 temperado e revenido
com fluido de corte com velocidade de corte 120m/min, avanço
0,20mm/ver, tempo de 3min de usinagem, ampliação de 50x (a) e
100x(b)....................................................................................................74
Figura 53 - Foto do desgaste da ferramenta de corte de diametro de 40mm na
usinagem do aço ABNT 4140 temperado e revenido com fluido de
corte com velocidade de corte 120m/min, avanço 0,20mm/ver,
tempo de 10min de usinagem, ampliação de 100x (a) e
500x(b)....................................................................................................74

LISTA DE TABELAS
Tabela 1 – Classificação do metal duro segundo norma ISO 513/2004...................24
Tabela 2 – Parâmetros de corte utilizados no fresamento do aço ABNT 4140
laminado e temperado/revenido.............................................................53
Tabela 3 – Análise química da barra de aço ABNT 4140 em percentagem em
peso .......................................................................................................59

LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS
ABNT Associação Brasileira de Norma Técnica
APC Aresta postiça de corte
ap Profundidade de corte
ae profundidade radial de usinagem
b Largura de usinagem
CIM Fabricação Integrada por Computador
CVD Deposiçao quimica de vapor
D Diâmetro da fresa
EP Extrema pressão
Fc Força de corte
Ff Força de avanço
Fp Força passiva
f Avanço
fm Avanço da fresa
fz Avanço de corte por dente
HRc Dureza Rockwell C
ISO “International Organization for Standardization”
(Organização Internacional de Padronização)
IV Indice de viscosidade
KF Distância da aresta a borda da cratera
KB Largura da cratera
KT Profundidade de cratera
l Comprimento da amostragem
ln Comprimento de avaliação
M Classe de material da ferramenta de corte
MQL Mínimas quantidades de lubrificantes
N1 Rotação da fresa
n Numero de medidas
PVD Deposiçao fisica de vapor
Ra Rugosidde média aritmética dos desvios da superfície
Rq Rugosidade média quadrática
Rt Altura máxima de rugosidade
Rz Média dos cinco maiores picos e maiores vales de um perfil
t Tempo
VB Desgaste do flanco médio (mm)
VBmax Desgaste de flanco máximo (mm)
Vc Velocidade de corte
Y1 Comprimento de cada pico e vale

SUMÁRIO
1. INTRODUÇÃO ..................................................................................................... 16
1.1 Justificativa ...................................................................................................... 19
1.2 Objetivos ........................................................................................................... 19
1.2.1 Objetivos gerais ............................................................................................ 19
1.2.2 Objetivos específicos ................................................................................... 19
2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ................................................................................ 20
2.1 Fundamentos do processo de usinagem ....................................................... 20
2.2 Materiais da ferramenta de corte .................................................................... 23
2.2.1 Ferramentas revestidas ................................................................................ 25
2.3 Desgaste da ferramenta de corte .................................................................... 29
2.4 Formas de desgaste da ferramenta de corte ................................................. 30
2.5 Mecanismos de desgaste ................................................................................ 32
2.6 Modelagem do desgaste de ferramenta ......................................................... 39
2.7 Fluidos de corte ............................................................................................... 41
2.7.1 Classificação dos fluidos de corte ............................................................... 42
2.7.2 Método de aplicação dos fluidos de corte .................................................. 43
2.8 Integridade superficial ..................................................................................... 46
3. PROCEDIMENTOS EXPERIMENTAIS ................................................................ 52
3.1 Materiais e Métodos Experimentais ................................................................ 52
4. RESULTADOS E DISCUSSÕES ......................................................................... 59
4.1 Análise química e metalográfica do material ................................................. 59
5. CONCLUSÕES.......................................................................................................76
ANEXOS ................................................................................................................. 77
REFERÊNCIAS ....................................................................................................... 82

1. INTRODUÇÃO
O aço ABNT4140 é um aço de baixa liga que alia resistência mecânica, média
usinabilidade e temperabilidade elevada. Na indústria automotiva e agrícola, peças
como eixos, pinos, bielas e virabrequins são obtidas através da usinagem do aço
ABNT4140 na condição de laminado a quente ou tratado termicamente. Ercan ;
Ozcatalbas, et al., 2003 mostraram que os aços de médio carbono com
microestruturas perlíticas e cementita esferoidizada têm usinabilidade melhorada,
mas não houve correlação entre dureza e usinabilidade.
A usinagem é o termo utilizado para descrever os processos em que uma
camada de material, o cavaco, é removida da superfície de uma peça por uma
ferramenta em forma de cunha, sendo normalmente utilizada para conferir formas
mais precisas, com tolerâncias dimensionais e acabamento superficial
especificados, em peças de metais fundidas, forjadas, pré-fabricadas ou brutas e,
conseqüentemente, satisfazer requisitos de projeto.
O fresamento é um processo mecânico de usinagem destinado à obtenção de
superfícies quaisquer com o auxílio de ferramentas de corte geralmente
multicortantes. Para tanto, a ferramenta gira e a peça ou a ferramenta se deslocam
segundo uma trajetória pré-definida. O processo de fresamento é largamente usado
em uma variedade de indústrias tais como automotiva, aeroespacial, têxtil e outras,
na usinagem de grandes superfícies e planas em um modo rápido e preciso. Em
operações de usinagem, forças de corte e energia são parâmetros importantes
através dos quais avalia-se o desempenho. É importante minimizar as forças de
corte do processo de fresamento, já que é um processo intermitente que pode levar
a vibrações indesejáveis, resultando em acabamento superficial deficiente e impacto
e choque mecânicos (LIU et al., 2002). Profundidade de corte, avanço e velocidade
de corte são seus parâmetros principais. Há uma relação fechada entre ferramenta,
peça, força de corte e qualidade superficial. As condições de usinagem dependem
da ferramenta de corte, máquina ferramenta, fluido de corte, e dos parâmetros de
corte. Recomendações de fabricantes somente seriam usadas como um guia, desde
que melhores condições possam ser encontradas para outras ferramentas e
parâmetros de corte (RICHETTI et al. 2004).
16

Revestimentos protegem a ferramenta do desgaste direto, diminuem o atrito
entre a ferramenta e a peça, reduzem a força de corte, alteram a distribuição de
temperatura na ferramenta e no cavaco, e possibilitam maiores velocidades de corte
(KARAGOZ ; FISCHMEISTER, et al.,1996). Nitreto de titânio (TiN) depositado em
ferramentas de corte e em outras superfícies de materiais susceptíveis a desgaste
aumenta a vida útil e a faixa de condições para as quais essas ferramentas são
utilizadas. Dureza e tenacidade estão entre as propriedades do revestimento que
têm influência na resistência ao desgaste de ferramentas revestidas. Elevadas
tensões de compressão no revestimento reduzem trincas de fadiga térmica e
mecânica na aresta de corte da ferramenta (PANJAN et al.,2003). O revestimento
de TiN reduz a tendência do cavaco aderir à ferramenta, reduz a aresta postiça e
muda a geometria de contato, aumentando também a temperatura na interface
cavaco-ferramenta.
O desgaste da ferramenta de corte é estudado em fresamento de aço.
Lascamento, desgaste, trincas e fraturas devido ao impacto entre a ferramenta e
peça são os mecanismos dominantes de desgaste em baixas velocidades de corte.
Em velocidades de corte elevadas, o desgaste da ferramenta foi governado pelo
desgaste térmico e termoquímico tais como difusão e oxidação. No processo de
fresamento, a ferramenta e aquecida durante o corte e resfriada quando ela deixa a
zona de corte. A variação de temperatura pode causar expansão e contração
periódica da ferramenta propiciando a formação de trincas térmicas. O revestimento
pode melhorar a vida da ferramenta no fresamento de aço, uma vez que o
revestimento aumenta a resistência a oxidação e lubricidade da ferramenta, protege
a ferramenta do desgaste por difusão e reduz a variação de temperatura na
ferramenta (LIEW, 2010)
Oliveira, et. al., 2009 verificaram que a inclinação da superfície da peça
influencia na vida da ferramenta e o seu desgaste envolvendo diferentes
mecanismos. Quantificar taxas de desgaste e mecanismos em termos de
parâmetros operacionais é uma difícil tarefa tanto em revestimento de uma única
camada ou de multicamadas, uma vez que esses mecanismos são diferentes
daqueles obtidos em teste de laboratório (ALPAS et. al., 1998; IMBENI et. al.,2001).
Usualmente, estuda-se esses mecanismos até atingir um desgaste máximo de
flanco de 0,3mm, em razão da deterioração da textura superficial e vibração do
sistema com acréscimo da força de corte.
17

Em usinagem, fluido de corte é aplicado para aumentar a produção, qualidade
da superfície, reduzir custo e aumentar lucro. Teste de desempenho é um pré-
requisito para seleção ótima e aplicação de fluído de corte e sua importância é
crescente em conexão com a necessidade para documentação de novos fluídos de
corte baseados em produtos sustentáveis, corte com mínima quantidade de fluído e
a seco. Fluido de corte pode, também, ser prejudicial em operações de corte
intermitentes tais como fresamento. A oscilação de temperatura promovida pelo
fluido causa variações de tensões na ferramenta ocasionando trincas
perpendiculares à aresta de corte (VIEIRA et al., 2001). Atualmente, devido ao alto
custo dos fluidos utilizados na refrigeração/lubrificação em usinagem, aliado a
questões ecológicas e, também, aos cuidados com a saúde do trabalhador, é
necessário avaliar a real necessidade de se trabalhar com aplicação de fluidos
(TELES, 2007).
É possível otimizar o custo de usinagem através do entendimento mais global
do processo de desgaste da ferramenta que opera sob diferentes condições de
usinagem (LIN et al., 2001). Estimam-se os custos associados com o uso de fluidos
de corte em 16% dos custos de fabricação ($300 bilhões / ano nos USA). Esses
custos incluem o próprio fluido, sistema de bombeamento, sistema de filtragem,
armazenagem e disposição, e, algumas vezes, sistema de recirculação, efeitos
fisiológicos no operador e efeito global no ambiente. Os benefícios da usinagem a
seco são mais que economia de custos. A indústria de fluido de corte é muito
sensível à questão ambiental e está reformulando novas composições que são
ambientalmente mais amigáveis sem Pb, Cl e S. É possível que fluido de corte seja,
no futuro, utilizado mais seletivamente ou não utilizado completamente (NARUTAKI
et al.,1997).
18

1.1 Justificativa
Estudar como se comporta o desgaste de duas ferramentas de corte, com
diâmetros de 20mm e 40mm em relação ao volume de material retirado, para
tempos de 5 minutos chegando ao tempo máximo de 50minutos de usinagem do aço
ABNT4140. Avaliar parâmetros de usinagem como avanço e velocidade de corte
para se obter condições que promovem a redução do desgaste da ferramenta e
melhora do acabamento superficial da peça através da medição da rugosidade.
1.2 Objetivos
1.2.1 Objetivos gerais
Avaliar o desgaste da ferramenta de corte de metal duro revestida com TiN e
a rugosidade da superfície usinada no fresamento do aço ABNT4140
temperado/revenido a fim de se conseguir bons resultados ligados a redução de
custo e ganho na produção industrial.
1.2.2 Objetivos específicos
Avaliar a influência dos parâmetros de corte, como o avanço e velocidade de
corte no desgaste da ferramenta no fresamento do aço ABNT4140
temperado/revenido;
Avaliar a influência do diâmetro da fresa no fresamento do aço ABNT4140
temperado e revenido, e, também, na vida da ferramenta de corte de metal duro
revestida com TiN;
19

2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1 Fundamentos do processo de usinagem
A usinagem é um processo utilizado na fabricação de componentes voltados
aos diversos setores industriais. A tendência mundial da indústria de usinagem é
produzir peças complexas com dimensional/tolerância geométrica bem definidos,
bom acabamento superficial, baixo custo e sem poluir o meio ambiente.
O processo de usinagem é complexo, envolvendo fenômenos como
deformação plástica, fratura, impacto, pontos de contato intermitentes e contínuos,
desgaste, e se caracteriza pela geração de calor e elevada temperatura de corte.
Em razão da complexidade do processo de corte, não é, muitas vezes, possível
obter uma descrição matemática da dinâmica do processo o que pode ser superado,
às vezes, pela utilização de medição indireta através de sensores. A evolução da
máquina ferramenta, não apenas em termos estruturais, proporcionou melhorias no
processo, como, por exemplo, a precisão de movimentos obtidos e a diminuição de
vibrações mecânicas com o aumento da rigidez. Atualmente, o auge da evolução
tecnológica diz respeito à usinagem a elevadas velocidades de corte, realizada em
máquinas ferramentas com os recursos de comando numérico.
Na usinagem, o fresamento se caracteriza por uma ferramenta chamada fresa
provida de arestas cortantes dispostas simetricamente em torno de um eixo. O
movimento de corte é proporcionado pela rotação da fresa ao redor do seu eixo, o
movimento de avanço feito pela peça que está fixada na mesa da máquina (DINIZ
et. al., 2000). Por causa de um grande número de dentes a taxa de remoção do
metal é frequentemente elevada. O fresamento é usado para a produção de formas
curvadas, cavidades, e em função da posição do eixo-árvore da máquina
ferramenta, se classifica em horizontal (eixo-árvore posição horizontal), vertical ou
inclinado.
20

A Figura 1 mostra a geometria básica do processo de fresamento, onde se
observa as variáveis do processo, como diâmetro da fresa, profundidade de corte,
avanço, velocidade de corte e rotação (EL BARADEI et al., 1997).
Figura 1 - Representação esquemática das geometrias básicas do processo de fresamento, como
diâmetro da fresa (D), avanço (f1), velocidade (Vc), profundidade de corte (ap) e rotação (EL
BARADEI et al., 1997).
Os métodos principais de fresamento são frontal, tangencial e de topo. No
fresamento frontal, o plano de trabalho que contém as direções de corte e o avanço
são paralelos à superfície usinada, e utilizado para produção de superfícies planas.
Os dentes da fresa ficam situados na sua superfície frontal e o eixo da fresa é
perpendicular à superfície que está sendo gerada.
Quando o plano de trabalho e o eixo da fresa são, respectivamente,
perpendicular e paralelo à superfície usinada , tem-se o fresamento tangencial. Se a
superfície da peça não for plana ou o eixo de rotação da ferramenta for inclinado em
relação à superfície originada na peça, considera-se um processo especial de
fresamento tangencial. É bem versátil para produção de superfícies planas, rasgos
profundos e superfícies complexas (SOUTO, 2007).
21

As vantagens do fresamento frontal em comparação ao fresamento
tangencial são melhor relação de remoção de material por potência consumida,
maior rigidez da fresa, força de corte melhor distribuídas, maior eficiência de corte e
menor tempo requerido para mudança de ferramenta (METALS HANDBOOK, 1989).
O fresamento de topo é uma combinação entre o fresamento frontal e
tangencial, e o corte ocorre tanto paralelamente quanto perpendicularmente ao eixo
de rotação da fresa. A relação entre o diâmetro da fresa e o seu comprimento é
pequeno no fresamento de topo.
Uma fresa é definida pelo seu número de arestas, pelo ângulo de hélice,
material e tipo de cobertura que recebe. As fresas mais comuns são de canto vivo,
esféricas e de ranhura. As tolerâncias e acabamento superficial da peça através do
fresamento de topo são afetados pela geometria da ferramenta e formato,
velocidade de corte e avanço, rigidez da ferramenta, peça e máquina ferramenta;
alinhamento dos componentes da máquina e sistema de fixação e fluido de corte
(SILVA, 2010 apud Todd ; Allen ; Alting, 1994). No fresamento de topo, a rigidez do
sistema de fixação é afetada pela relação entre o diâmetro e comprimento da fresa,
prejudicando a máquina-ferramenta e a peça usinada tanto quanto ao acabamento
superficial quanto a erros de forma. Desse modo, o controle dos parâmetros de
corte tais como avanço, velocidade e profundidade de corte deve ser feito no sentido
de evitar forças excessivas no sistema e dano à máquina-ferramenta.
O cavaco é definido como a porção de material da peça, retirada pela
ferramenta, caracterizando-se por apresentar forma geométrica irregular
(FERRARESI, 1977). A usinabilidade de um material pode ser quantificada levando-
se em consideração o número de componentes produzidos por hora, o custo de
usinagem do componente ou a qualidade final da superfície trabalhada (Trent, et. al,
2000). Filho, et al., 1999 estudaram a influência das posições relativas da ferramenta
e da peça na vida da ferramenta e no acabamento superficial do aço ABNT1045 no
processo de fresamento de uma superfície plana. No fresamento, há muitas
variáveis que afetam o corte tais como geometria e tipo da ferramenta, material e
estrutura da peça, rigidez da máquina, parâmetros de corte e tipo de fresamento. É
difícil esclarecer a relação existente entre todas essas variáveis, como, também,
analisar o efeito e interação das variáveis com o intuito de determinar as condições
ótimas de corte (WU et al., 1999).
22

2.2 Materiais da ferramenta de corte
A vida útil de uma ferramenta é uma das mais importantes considerações
econômicas na usinagem dos metais. A avaria, o desgaste e a deformação plástica
são as formas de se levar uma ferramenta à destruição durante um processo de
usinagem. A avaria ocorre de forma inesperada por lascamento, trinca ou quebra da
ferramenta, sendo que o lascamento e trinca não inutilizam a ferramenta. A avaria é
comum em corte descontínuo. As oscilações térmicas e as tensões derivadas
desses ciclos térmicos provocam trincas de origem térmica. Os choques mecânicos
podem ocorrer durante a entrada da ferramenta na peça (ciclo ativo), quanto na
saída da peça (ciclo inativo) (SOUTO et al., 2007). De Melo, 2001 estudou a
formação de trinca térmica (normal a aresta de corte) e mecânica (paralela a aresta
de corte).
Considera-se uma série de fatores na seleção do material da ferramenta de
corte a ser utilizado, dentre eles a microestrutura do material a ser usinado, dureza e
tipo de cavaco, processo de usinagem, condições da máquina operatriz, forma e
dimensões da própria ferramenta, custo do material da ferramenta, condições de
usinagem e características do material da ferramenta (alta dureza a quente,
resistência ao desgaste, tenacidade, estabilidade química).
As ferramentas de aço carbono e baixa liga, são de custo mais baixo, maior
disponibilidade, melhor usinabilidade, facilidade de têmpera, etc. O principal
inconveniente dessas ferramentas é a redução da dureza, e, portanto, sua
habilidade de operarem como ferramenta de corte, mêsmo em temperaturas
relativamente baixas, em torno de 250ºC. Os aços-rápidos são aços liga cujos
elementos de liga principais são W, Mo, Cr, V, Co e Nb com boa tenacidade,
elevada resistência ao desgaste e dureza a quente. Em algumas ferramentas de
corte, como brocas, machos, alargadores e alguns tipos de fresas, a aplicação de
materiais mais resistentes ao desgaste como metal duro ou cerâmico é restrito
devido à sua forma e dimensão. Assim, tem-se algumas ferramentas de aço rápido
onde se busca algumas melhorias, através da aplicação de uma camada de
revestimento de um material mais resistente ao desgaste, como o TiN, TiC,
aplicados pelos processos CVD e PVD.
A ferramenta de metal duro é um produto da metalurgia do pó feito de
partículas duras finamente e divididas de carbonetos de metais refratários,
23

sinterizados com um ou mais metais do grupo do ferro (níquel, ou cobalto). As
partículas duras são WC em combinação com outros TiC, TaC e NbC. Este material
de ferramenta combina dureza a alta temperatura e tenacidade, devido a sua
variação de composição (DINIZ; MARCONDES; COPPINI; et. al, 2000).
A Tabela 1 classifica os metais duros em grupos, designados pelas letras P, M, K.
Tabela 1
Classificação do metal duro
Designação ISO Dureza e resistência ao desgaste Tenacidade
P 01
P 10
P 20
P 25
P 30
P 40
P 50
M 10
M 20
M 30
M 40
K 01
K 05
K 10
K 20
K 30
K 40
Fonte: Classificação do metal duro segundo norma ISO 513/2004
A Classe P utiliza-se na usinagem de metais e ligas ferrosas que apresentam
cavacos longos e dúcteis. São constituídos de metais duros de elevado teor de
TiC+TaC que lhes confere uma elevada dureza a quente e resistência ao desgaste.
A Classe M é empregada na usinagem de metais e ligas ferrosas que apresentam
tanto cavacos longos como curtos. É um grupo de propriedades intermediárias,
destinada a ferramentas de aplicações múltiplas.
24

A Classe K se destina à usinagem de metais e ligas ferrosas que apresentam
cavacos curtos e materiais não-metálicos. A classe K foi o primeiro tipo de metal
duro a ser desenvolvido, sendo composto de carbonetos de tungstênio aglomerados
com cobalto.
Camuscu et al, 2005 estudaram o fresamento do aço ABNT D2, na condição
de temperado e revenido com dureza de 35HRc, e concluíram que o melhor
desempenho foi obtido com ferramenta de PCBN tanto em termos de vida de
ferramenta quanto em acabamento superficial. Ferramenta de PCBN removeu um
volume de metal de 260cm 3 e produziu um acabamento superficial com rugosidade
média Ra de 0,2-0,4 μm, mas a ferramenta de Al2O3 revestida de TiCN provou ser
mais econômica que a ferramenta de PCBN.
2.2.1 Ferramentas revestidas
A importância dos revestimentos cresceu na indústria metal mecânica, em
particular nas ferramentas de usinagem, em razão da proteção contra os desgastes
abrasivo, redução do atrito no corte, e possibilidade de corte a seco. Esses
revestimentos podem ser de mono ou multicamadas, propiciando uma flexibilidade
na seleção dos sistemas de acordo com as necessidades de cada aplicação. O
sucesso dos revestimentos em ferramenta de corte resulta das propriedades
mecânicas (dureza a quente, resistência ao desgaste e tensões compressivas) e
físicas (estabilidade química, boa adesão, resistência à corrosão), tanto à
temperatura ambiente quanto à temperaturas mais elevadas (BOUZAKIS et al.,
1999). Todas as ferramentas de corte podem ser revestidas, e este revestimento
deve ser precedido de estudo técnico e econômico.
As fases envolvidas no processo de revestimento são inspeção da ferramenta
(rugosidade inferior de 2μm, inexistência de trinca, rebarbas, queima de retífica),
decapagem, rebarbação, projeto de fixação no forno, revestimento e inspeção final.
No processo de revestimento, ocorrem reações heterogêneas nas quais difusão dos
reagentes, absorção dos compostos pela peça que ocorrem ao longo do evento. Na
inspeção final, verifica-se composição química da camada, estrutura, aderência ao
substrato e propriedades mecânicas (ORNELAS SANTOS, 2004).
25

O tipo de processo e os seus parâmetros influenciam a microestrutura dos
revestimentos. O processo CVD, para revestimento de TiC/TiN, utiliza um reator
aquecido à temperatura superior a 1000°C e baixa pressão (0,5 – 1Torr) no qual há
um fluxo contínuo de H2, N2 e o TiCl4. Os gases da atmosfera dissociam-se em íons
no interior do reator que são impulsionados para a superfície do inserto. As
temperaturas elevadas promovem alterações estruturais em aços rápidos, dificultam
a obtenção de tolerâncias das ferramentas o que aumenta as fases do processo
CVD. Adicionando energia ao gás que envolve o substrato, este gás é ionizado e
ativado, tornando possível a deposição em temperaturas mais baixas (processo
PACVD). Os revestimentos depositados por CVD têm espessura entre 5 e 20 μm.
Eskildsen,S.S. et. al.,1999 utilizaram o processo PACVD na produção de
revestimento de TiN, e obtiveram filmes de granulação fina, livres de porosidade e
bolhas e resistentes à corrosão com vida duas vezes superior em matrizes de
injeção. O custo deste processo, no entanto, deve ser reduzido para competir com o
processo PVD.
O processo PVD é uma técnica a vácuo no qual um ou mais componentes
estão na fase sólida. Incorporado em uma planta PVD há um alvo de titânio sólido
para deposição de TiN. As três técnicas disponíveis são decomposição por
evaporação à vácuo, desintegração do catodo e deposição iônica. A adesão do
revestimento ao substrato no processo PVD é inferior àquela obtida no CVD devido
às temperaturas mais elevadas utilizadas no CVD propiciarem alguma difusão do
revestimento ao substrato. Tamanho de grão inferior e maior número de defeitos do
reticulado com elevadas tensões residuais no processo de revestimento de TiN, em
PVD, associa-se com maior microdureza em comparação ao CVD (PRENGEL, et.
al., 1998).
O revestimento de TiN produzido por PVD e CVD é ainda utilizado em
aplicações industriais e ferramenta de usinagem de peças mecânicas em razão de
sua elelvada dureza e aparência dourada ( Wu, et al., 1999). D’Errico , et al., 1998
estudaram a influência do revestimento obtido pelo processo de PVD no desgaste
de ferramenta de cermet no fresamento de aço carbono. Klocke et al. 2007
mostraram que pré e pós-tratamento de revestimento PVD através de
microjateamento de ar e partículas abrasivas aumentam a vida da ferramenta pela
indução de tensões compressivas na subsuperfície do substrato e melhoria da
adesão na interface.
26

O fenômeno de crescimento de defeito é conhecido em todas as tecnologias
de revestimentos. Os defeitos são distribuídos heterogeneamente, enquanto sua
forma, tamanho e densidade dependem do tipo de substrato, pré-tratamento, e
condições de deposição. No processo PVD, encontram-se crateras profundas
(diâmetro de 5 – 40μm), estruturas cônicas com diâmetro de 1μm, poros e bolhas
que se apresentam ao longo de todo o revestimento. Panjan, et. al., 2008 estudaram
estes defeitos, utilizando-se das técnicas de microscopia eletrônica de varredura
(MEV), microscopia de força atômica (AFM) e perfilometria.
A maioria dos trabalhos em fresamento foi conduzida em velocidades de corte
maiores que 100m/min e, em alguns casos, menores velocidades são inevitáveis tais
como, fresa com diâmetro de 2mm por exemplo, para fazer aberturas em superfície
de metal duro. Liew et al., 2008 mostraram que revestimento de TiN é efetivo em
inibir o início de propagação de trinca no substrato.
Os revestimentos comerciais usados usualmente em indústria de ferramenta
para usinagem são carboneto de titânio (TiC) e óxido de alumínio (Al2O3) (processo
CVD), nitreto de titânio (TiN), carbonitreto de titânio (TiCN) (processos combinados
PVD e CVD); nitreto de titânio alumínio (TiAlN) (processo PVD); nitreto de cromo
alumínio (AlCrN). A Figura 2 apresenta a os valores de dureza Vickers para os
principais revestimentos.
Figura 2 - Microdureza Vickers dos principais revestimentos de ferramenta de corte. (Abele et al.,
2002).
A dureza do revestimento de TiN é de 2300HV50gf com espessura de camada
entre 1 a 4μm, coeficiente de atrito a seco com aço de 0,4 e tensão interna de –
2,5GPa. A temperatura máxima de trabalho é de 600°C e a coloração amarela
(PRENGEl et al.,1998).
27

Santner, et. al., 1995 mostraram a possibilidade de pré-selecionar
revestimentos para ferramentas de fresamento com redução de tempo e custo. Os
resultados dos testes de fresamento e simulação são comparados na Figura 3, na
qual o recíproco do desgaste de flanco dos testes após 1000m de deslizamento
foram relacionados com a distância de corte no fresamento.
Figura 3 - Comparação dos testes de desgaste e fresamento para ferramenta e HSS revestida de
TiN. (SANTNER et al,1995)
A peça foi uma liga Fe-Ni e o inserto revestido com TiN produzido por
diferentes processos de revestimento (decomposição por evaporação a vácuo,
desintegração do catodo e deposição iônica). Observa-se que o processo de
obtenção do revestimento afeta a evolução do desgaste do revestimento de TiN. Os
revestimentos produzidos por desintegração do catodo e deposição iônica são
superiores aos revestimentos feitos por PACVD. Harju, et. al., 1999 estudaram o
torneamento do aço ABNT4140 temperado e revenido com o intuito de justificar a
diferença de comportamento da ferramenta de aço rápido revestida de TiN com
respeito ao desgaste. A diferença de usinabilidade foi devida à adesividade e
uniformidade da camada rica em Ca, Mn, S e Al na superfície da ferramenta.
28

2.3 Desgaste da ferramenta de corte
O desgaste da ferramenta de corte pode ser avaliado através de métodos
diretos e indiretos. No método direto, mede-se a geometria da ferramenta usando-se
dispositivos óticos. O método indireto utiliza a aquisição de valores medidos de
variáveis do processo (tais como a força de corte, temperatura, vibração, emissão
acústica) e da relação entre o desgaste da ferramenta e esses parâmetros de
processo. Testar a vida da ferramenta envolve a consideração de variáveis, tais
como o material, geometria e revestimento da ferramenta, característica do material
da peça, condições de corte, o tipo e a modalidade de aplicação do fluido de corte,
as características dinâmicas da ferramenta, da máquina e dos dispositivos elétricos
da ferramenta/peça, etc.
As falhas da ferramenta de corte (desgaste e ruptura) representam
aproximadamente 20% da vida de uma ferramenta na máquina. O desgaste da
ferramenta atua diretamente na qualidade da superfície da peça, na sua precisão
dimensional e, finalmente, no custo do produto final.
Os desgastes nas ferramentas de corte de aço rápido, metal duro e cerâmica
são quantificados pela norma ISO 3585, utilizando-se os parâmetros: KT = 0,06 +
0,3 f, onde f é avanço em mm/rev, VBB= 0,3 mm, VBmáx = 0,6mm como critério de
vida da ferramenta (Figura 4).
Figura 4 - Alguns tipos de desgaste e as variáveis de medição do desgaste em ferramentas de
usinagem (NORMA ISO 3585, 1993).
29

A vida de uma ferramenta é o tempo que a mesma efetivamente trabalha sem
perder sua capacidade de corte até que um critério de vida previamente
estabelecido seja atingido. A norma ISO 8688 -1 estabelece o final de vida da
ferramenta independe do material
Desgaste de flanco médio 0,35mm; desgaste de flanco máximo 1,0mm,
profundidade máxima de cratera KT=0,1mm.
O percurso de corte estabelecido através da vida da ferramenta (t) em
minutos pode ser expresso pela equação:
Vc = Velocidade de corte
Lc = Percurso de corte
30
eq.(01)
O percurso de avanço para uma vida da ferramenta pode ser expresso: (Diniz et al.
2001)
= número de rotações em rpm
= tempo
= avanço em mm/rot.
2.4 Formas de desgaste da ferramenta de corte
eq.(02)
Desgaste de cratera ocorre na superfície de saída da ferramenta originado
pelo atrito entre ferramenta e cavaco (Figura 5).
Figura 5 - Representação esquemática de cratera na superfície de saída da ferramenta de corte
(TELES, 2007).

O crescimento do desgaste de cratera resulta na quebra da ferramenta,
quando esse se encontra com o desgaste de flanco evoluído. O desgaste de flanco
ocorre na superfície de folga da ferramenta, causado pelo contato entre a peça e a
ferramenta, sendo a forma de desgaste mais comum, e definidor da falha da
ferramenta (DINIZ et al., 2000) (Figura 6).
Figura 6 - Desgaste de flanco na superfície de saída da ferramenta de corte (TELES, 2007)
Em condições de operação, um entalhe é formado na aresta principal de
corte, na extremidade livre do cavaco, levando ao enfraquecimento da aresta de
corte. Entalhes menores, também, são formados na aresta secundária de corte,
influenciando principalmente o acabamento superficial produzido (Figura 7).
Figura 7 - Desgaste de entalhe na aresta principal da ferramenta de corte (TELES, 2007)
31

2.5 Mecanismos de desgaste
O desgaste de uma ferramenta de metal duro é o resultado da ação de vários
fenômenos distintos, denominados componentes do desgaste. Dependendo da
natureza do material usinado e das condições de usinagem, predominará uma ou
outra das componentes do desgaste sobre as demais (FERRARESI, 1977).
Os mecanismos de desgaste como difusão, abrasão e adesão atuam
isoladamente ou em conjunto, promovendo desgastes através de deformação
plástica por cisalhamento, por altas tensões de compressão ou entalhe (Figura 8).
Figura 8 - Mecanismos de desgaste (MACHADO et al.1999)
Variações de temperatura podem causar expansão periódica e contração das
ferramentas ocasionando formação de trincas. A utilização de refrigerantes aumenta
a variação térmica e, assim, torna as trincas mais prováveis de formar. Essas trincas
podem levar ao lascamento da aresta de corte, e são mais prováveis de formar em
elevadas velocidades de corte (Vc > 100m/min), desde que a amplitude da
temperatura aumenta com a velocidade de corte. Em velocidades de corte abaixo de
100m/min, essas trincas não se formam, mas adesão e lascamento ocorrem devido
ao carregamento mecânico e a natureza instável da aresta postiça.
32

A deformação plástica superficial por cisalhamento a altas temperaturas
ocorre em usinagem de metais com alto ponto de fusão com ferramentas de aço-
rápido. As tensões cisalhantes na interface cavaco-ferramenta são suficientes para
causar deformação plástica superficial. Devido às altas temperaturas ali
desenvolvidas, a tensão de escoamento do material da ferramenta, próximo à
interface, é reduzida. Como conseqüência, o material é arrancado da superfície da
ferramenta, formando-se assim uma cratera (TRENT et al., 2000).
Insertos em usinagem estão submetidos a uma faixa ampla de carga,
impactos abrasivos e tensões de vibrações, enquanto desempenham o corte e,
também, oscilações térmicas e efeitos de aquecimento provenientes do atrito na
zona de corte. Quantificar as taxas de desgaste e mecanismos em termos destes
parâmetros operacionais é tarefa complexa. Um estudo comparativo entre desgaste
em fresamento e simulação em laboratório de pino sobre disco revelou danos
semelhantes.
A Figura 9 mostra o comportamento em fresamento do aço DIN 42Cr Mo V 4
na condição de temperado e revenido.
Figura 9 - Efeito da velocidade de corte na evolução do desgaste de flanco VB para os revestimentos
TiAlN e TiNAlOX para substrato de K35 com avanço de 0,2 mm/rev (BOUZAKIS, et al. 1999).
Avaliou-se o desgaste de flanco dos revestimentos TiAlN e TiNAlOX em
inserto K35 em função do número de cortes sucessivos para velocidades de corte de
100, 200, 300, 400 e 600m/min. O revestimento TiAlN devido à dureza e camada de
óxido é menos resistente ao mecanismo de desgaste termoquímico e
termomecânico que ocorrem no corte a seco em velocidades elevadas, enquanto
33

que a fadiga do revestimento em menor velocidade de corte é o fator principal
(BOUZAKIS et al., 1999). O revestimento de TiN foi escolhido porque é considerado
como mais benéfico em operações de desbaste e usinagem em aço e mais
vantajoso como revestimento de aço rápido .
As taxas de desgaste são apresentadas como histograma na Figura 10, em
torneamento a seco.
Figura 10 - Comparação das taxas de desgaste de flanco de inserto de aço rápido na condição de
revestido de TiN e não revestido, sobre três condições de torneamento a seco (LIM et al. 1995)
O revestimento de TiN reduz o desgaste de flanco das ferramentas de aço
rápido em diferentes condições , mas a extensão da redução varia. Esses resultados
sugerem que reduções do desgaste de flanco dependem das condições de
usinagem e este comportamento pode ser explicado pelo mapa de desgaste (LIM,
et. al., 1995). Constatou-se que a presença do revestimento próximo à aresta de
corte é capaz de ajudar a prolongar a vida da ferramenta dos insertos revestidos. As
três classificações na aresta de corte foram designadas de microabrasão (ação
abrasiva causada por partículas duras da peça ou fragmentos da aresta postiça),
microabrasão e adesão (superfícies não tão lisas com partículas de carboneto em
relevo e poros devido ao cisalhamento e arrancamento da matriz do inserto) e
lascamento da aresta (região deformada plasticamente devido às tensões cíclicas
provocadas no corte intermitente e colapso da aresta postiça).
Deve-se ser capaz de ver como as taxas de desgaste são controladas pelo
avanço e velocidade de corte e como as mudanças nas condições de usinagem
34

podem levar à transição de um mecanismo a outro. A transição de um mecanismo a
outro é mais sensível a velocidade de corte que ao avanço.
Os mapas de desgaste fornecem uma visão geral das condições de usinagem
e os respectivos tipos de desgaste. Avanço e velocidade de corte foram escolhidos
como variáveis de entrada, pois são os mais importantes e mais facilmente
controláveis no processo. O mapa no torneamento mostrando a taxa de desgaste de
flanco do inserto de aço rápido revestido com TiN está representado na Figura 11.
Figura 11 - Mapa de desgaste de flanco para inserto de HSS revestido de TiN durante operação de
torneamento a seco (LIM, et al.1995)
Os números colocados na legenda correspondem ao valor de log(VB/
distância de corte), e as regiões com as mesmas taxas de degaste são hachuradas
igualmente. A área com menor taxa de desgaste, de -7,5 a -7,9, é a zona de
segurança (LIM et al., 1995).
A deformação plástica da aresta de corte sob altas tensões de compressão,
ocorre na usinagem dos materiais de alta dureza. Altas tensões de compressão com
altas temperaturas na superfície de saída podem causar a deformação plástica da
aresta de corte das ferramentas de aço-rápido ou metal duro, e ocorrem a altas
velocidades de corte e avanço, e levam a falha catastrófica (TRENT et al., 2000)
(Figura 12).
35

Figura 12 - Deformação plástica da aresta de corte (ISCAR, 2001).
A difusão envolve a transferência de átomos da peça para a ferramenta, ou
da ferramenta para a peça, sendo fortemente dependente da temperatura e
solubilidade dos elementos envolvidos no corte. Este mecanismo de desgaste pode
atuar tanto na superfície de saída como na superfície de folga, a taxa de desgaste
aumenta com o aumento da velocidade de corte e do avanço. A difusão é
responsável principalmente pelo desgaste de cratera em altas velocidades de corte
(TRENT et al., 2000) (Figura 13).
Figura 13 - Mecanismo de difusão ocorrido na superfície de saída da ferramenta (ISCAR, 2001).
A aderência ocorre, geralmente, a baixas velocidades de corte, onde o fluxo
de material sobre a superfície de saída da ferramenta se torna irregular. A aresta
postiça de corte (APC) pode aparecer, e o contato com a ferramenta se torna
descontínuo. Sob estas condições, fragmentos microscópicos são arrancados da
superfície da ferramenta e arrastados junto ao fluxo de material adjacente à
interface. Em geral, na zona de escorregamento, o corte interrompido, a
profundidade de usinagem irregular ou a falta de rigidez promovem o fluxo irregular
36

de material e, portanto, o mecanismo de desgaste por aderência. No microscópio, as
áreas desgastadas por aderência têm uma aparência áspera.
O mecanismo de adesão ocorre quando a instável aresta postiça pode causar
extração de partículas de carboneto da ferramenta resultando na formação de
cavidades. As numerosas cavidades na face de saída mostram que o desgaste
nessa face de saída resulta não somente da abrasão, mas, também, da adesão.
A abrasão envolve a perda de material por microsulcamento ou microcorte,
causado por partículas de elevada dureza relativa, e pela temperatura de corte que
reduz a dureza da ferramenta (MACHADO et al., 1999). Tanto o desgaste de flanco
quanto o desgaste de cratera podem ser gerados pela abrasão, porém ela se faz
mais proeminente no desgaste de flanco já que a superfície de folga atrita com um
elemento rígido que é a peça, enquanto que a superfície de saída atrita com um
elemento flexível que é o cavaco (Figura 14).
Figura 14 - Mecanismo de abrasão na ferramenta de corte (ISCAR, 2001).
Desgaste abrasivo é mais provável de ocorrer em baixas velocidades de
corte, quando a peça é suficientemente dura (devido ao baixo aquecimento gerado)
para arrancar a ferramenta.
A oxidação para os metais ocorre a altas temperaturas, com a presença de ar
e água, contida nos fluidos de corte. O óxido de Al2O3, é mais duro e resistente.
Assim, alguns materiais de ferramenta, que não contém óxido de alumínio,
desgastam-se mais facilmente por oxidação. O desgaste gerado pela oxidação se
forma especialmente nas extremidades do contato cavaco-ferramenta devido ao
acesso do ar nesta região, sendo esta uma possível explicação para o surgimento
do desgaste de entalhe (Figura 15).
37

Figura 15 - Desgaste por oxidação da aresta de corte da ferramenta (ISCAR, 2001).
A fratura da ferramenta ocorre mais freqüentemente no início do corte
interrompido ou devido à profundidade de usinagem inadequada. A fratura pode ser
iniciada, também, pela deformação da ferramenta, seguida pela formação de trinca
e, finalmente, a fratura mecânica surge no estágio final da falha da ferramenta
(TRENT et al., 2000).
A fadiga ocorre principalmente no corte interrompido, como no fresamento,
onde microtrincas podem ser observadas na ferramenta. Estas microtrincas são
causadas pela expansão e contração das camadas superficiais da ferramenta,
quando são aquecidas e refrigeradas, respectivamente, durante os intervalos entre
os cortes. Se as trincas tornarem-se muito numerosas, elas podem se juntar e
causar quebras de pequenos fragmentos da aresta de corte. Elas podem agir,
também, como elevadores de tensão através dos quais a fratura pode ser iniciada
de outras causas sendo comum em ferramentas de metal duro.
A aresta postiça de corte (APC) ocorre, quando se usina a baixas velocidades
de corte e avanço. A APC tende a crescer gradualmente até que, em um certo
momento, rompe-se bruscamente, causando uma perturbação dinâmica. Parte da
APC que se rompe é carregada com o cavaco e parte adere à peça, prejudicando
sensivelmente o acabamento superficial da mesma. Ao se romper, a APC arranca
partículas da superfície de folga da ferramenta, gerando um desgaste frontal grande,
mesmo em baixas velocidades de corte. A força de corte diminui com a formação da
APC, pois o ângulo efetivo de saída aumenta (DINIZ et al., 2000) (Figura 16).
38

Figura 16 - Ferramenta com APC na aresta de corte (ISCAR, 2001).
GU, et. al., 1999 encontraram no fresamento de aço ABNT4140 tratado
termicamente que o desgaste foi sensível à velocidade de corte e ao avanço,
utilizando-se ferramenta revestida de TiN, TiAlN e ZrN recoberto por PVD. Usinagem
em elevados avanços de corte podem causar tensões elevadas na ferramenta e,
desta maneira, da aresta de corte ao cavaco. O desgaste por adesão que ocorre em
baixas velocidades de corte foi devido à formação instável de aresta postiça de corte
formada na interface cavaco-ferramenta. O desgaste da ferramenta foi governado
por desgaste termoquímico (difusão e oxidação) e trinca térmica em elevadas
velocidades de corte.
2.6 Modelagem do desgaste de ferramenta
Os sistemas de informações de usinagem são essenciais para seleção de
condições ótimas de corte durante a etapa de planejamento, e têm constituído um
componente importante na implementação dos sistemas de fabricação integrada por
computador (CIM). Os sistemas de fabricação integrada são classificados nos
sistemas de base de dados e no sistema de modelagem matemática. Os sistemas
de modelagem matemática tentam prever as condições de corte para uma operação
de corte específica. As informações dos dados de resposta tais como vida da
ferramenta, rugosidade superficial, força de corte, potência de corte são utilizados
como dados de entrada. Depois, os modelos matemáticos destas respostas de
usinagem são desenvolvidos como uma função das variáveis de usinagem,
39

utilizando-se um módulo de construção do modelo, os parâmetros do modelo e
outros fatores econômicos relevantes para derivar as condições de corte otimizadas.
É difícil prever a vida de ferramenta em fresamento com suficiente exatidão como
função dos parâmetros de processo, contudo é essencial no sistema de usinagem
produtivo que exige trocas de ferramentas automáticas. Na literatura, os modelos de
desgaste de ferramenta para fresamento são poucos e raros devido à complexidade
na modelagem do processo.
Alaudin et al., 1997 desenvolveram um modelo para fresamento de aço ABNT
1020 laminado a frio, utilizando-se inserto de aço rápido sob condições de corte a
seco. Eles desenvolveram um modelo de regressão de primeira e segunda ordem
para previsão de vida da ferramenta com os parâmetros de processo velocidade de
corte, avanço e profundidade de corte pela metodologia de superfície resposta.
Concluíram que os efeitos do avanço e velocidade de corte são significativos em
ambos os modelos, enquanto que a profundidade de corte somente é no modelo de
segunda-ordem. Seleção apropriada de velocidade de corte e avanço aumenta a
taxa de remoção de material sem redução de vida da ferramenta.
Santos, et. al., 1999 utilizaram a equação expandida de Taylor para prever a
vida de ferramenta em fresamento do ABNT1045 e aço inoxidável ABNT 304 com
inserto P45 revestido de TiN-TiC-TiN. Foi obtido erro de 46 e 10% , respectivamente,
para o aço inoxidável e aço ABNT1045 nas mesmas condições experimentais.
Sharman, et. al., 2001 estudaram a vida da ferramenta de aço rápido em
fresamento de Inconel 718 com inserto revestido de TiAlN e CrN sob condições de
corte a seco. Eles concluíram que o revestimento da ferramenta foi o principal fator
que interferiu na vida da ferramenta, seguido pela velocidade de corte e ângulo de
trabalho da peça. Su, et al.,1999 utilizaram o método de Taguchi para otimizar
filmes de TiCN em fresa de HSS na usinagem do aço ABNT1045. Lin, Tsau-Rong ,
2002 utilizou o método de Taguchi com número de experimento repetido para
otimizar os parâmetros de corte em fresamento de aço inoxidável , utilizando-se
ferramenta P30 revestida de TiN. Utilizando-se arranjo ortogonal , ele concluiu que
as condições ótimas para o volume removido de material foram Vc = 120m/min, fz =
180m/min e ap=1,0mm. Considerando-se a altura de rebarba , verificou-se Vc =
230m/min, fz = 200m/min e ap=1,2mm. O teste de Fisher foi a ferramenta estatística
utilizada para verificar quais os parâmetros de projeto têm efeito significativo na
característica de qualidade (TARNG et al., 1998).
40

Um dos problemas na estimativa de vida de ferramenta diz respeito ao
desgaste não-uniforme , desgaste de entalhe, deflexão da ferramenta e vibração.
Essas fontes de variação podem ocasionar erros em modelos de regressão
ordinária.
2.7 Fluidos de corte
As principais funções do fluido de corte são de lubrificação a baixas
velocidades de corte, refrigeração à altas velocidades de corte, e, ajudar a retirar o
cavaco da zona de corte e proteger a máquina ferramenta e a peça de corrosão
(SANTOS et al., 2003).
A produtividade impulsionou o estudo e o desenvolvimento de vários tipos de
fluidos de corte ao longo dos anos e, principalmente, nas últimas décadas (SILVA et
al., 1998).
Dissipação de calor e lubrificação são problemas comuns nos processos
industriais de usinagem. Quando as operações de remoção de material são
conduzidas a altas velocidades e baixas pressões, a regulagem de geração de calor
e a lubrificação do ponto de contato são realizadas na maioria das indústrias por
despejos de emulsões de óleo e água. Entretanto, um fluido tem a vantagem
particular de combinar a propriedade refrigerante da água e a propriedade de
lubrificação do óleo.
Em usinagem, o aquecimento gerado devido à deformação plástica da peça e
atrito na interface cavaco-ferramenta afeta a qualidade do produto sob o ponto de
vista dimensional e de acabamento superficial. Dessa maneira, o controle efetivo do
aquecimento gerado na zona de corte é essencial para garantir a qualidade
superficial da peça na usinagem. Durante a formação do cavaco na usinagem de
peças, há perda de energia que, na sua maior parte, se converte em calor, causando
assim elevadas temperaturas na região do corte. Esta solicitação térmica da peça
pode até levar ao comprometimento da sua integridade superficial, ou seja,
surgimento de fissuras, distorções, tensões residuais elevadas e não-conformidades
dimensionais, podendo estes efeitos indesejáveis ser acompanhados do desgaste
acentuado da ferramenta. Com o objetivo de reduzir as temperaturas de corte e o
atrito peça-ferramenta, passou-se a utilizar os fluidos de corte.
41

A escolha do fluido de corte é importante durante o processo industrial de um
produto, pois dependerá de uma sequência de fatores inter-relacionados tais como,
aspectos econômicos, custos relacionados ao procedimento de descarte e saúde
humana.
O fluido de corte é a escolha convencional para tratar deste problema. Eles
são introduzidos para melhorar as características tribológicas dos processos de
usinagem e, também, dissipar o calor gerado. No entanto, a aplicação dos fluidos de
corte convencionais produz alguns problemas tecno-ambientais tais como, poluição
ambiental, problemas biológicos para os operadores, poluição das águas e
acréscimo no custo de fabricação total, etc. Todos estes fatores contribuem para a
investigação da utilização dos fluidos biodegradáveis e usinagem livre de
refrigeração.
O desenvolvimento de iniciativas que inibem a poluição e aumentem a
consciência do consumidor em consumo de produtos ecologicamente correto têm
pressionado as indústrias em minimizar o uso de fluidos de corte. Experimentos têm
sido conduzidos para se estudar o efeito do nitrogênio líquido na redução de força
de usinagem e na dissipação de calor gerado (RAO et al., 2006).
2.7.1 Classificação dos fluidos de corte
Existem diversas formas de se classificar os fluidos de corte, e não há uma
padronização que estabeleça uma única classificação entre as empresas fabricantes
(MACHADO et al., 1999). Uma primeira classificação agrupa os fluidos de corte em
aquosos, ar, água, soluções químicas, emulsões, óleos minerais, óleos graxos,
óleos compostos, óleos de extrema pressão, óleos de usos múltiplos. Uma segunda
classificação divide os fluidos formados apenas por óleo integral e a partir da adição
de óleo concentrado à água que são as emulsões e soluções.
Os óleos integrais são, basicamente, óleos minerais puros ou com aditivos,
normalmente de alta pressão. O emprego destes óleos nos últimos anos como fluido
de corte tem perdido espaço para os óleos solúveis em água, devido ao alto custo
em relação aos demais, aos riscos de fogo, ineficiência a altas velocidades de corte,
baixo poder refrigerante e formação de fungos, além de oferecerem riscos à saúde
do operador.
42

As emulsões são compostas de duas fases, uma fase contínua consistindo de
pequenas partículas de óleo mineral (derivado do petróleo) ou sintéticos suspensos
na água (segunda fase). As emulsões de óleo de petróleo geralmente têm maior
capacidade lubrificante, porém, menor capacidade refrigerante. Em geral, as
emulsões apresentam propriedades lubrificantes e refrigerantes moderadas.
Os fluidos emulsionáveis convencionais são compostos de óleos minerais
adicionados à água nas proporções de 1:10 a 1:100, mais agentes emulgadores que
garantem a miscibilidade destes com a água. Os fluidos semi-sintéticos são, também
formadores de emulsões. Eles apresentam de 5% a 50% de óleo mineral no fluido
concentrado e aditivos, compostos químicos que se dissolvem na água formando
moléculas individuais.
Os fluidos sintéticos caracterizam-se por não conterem óleo mineral em sua
composição. Baseiam-se em substâncias químicas que formam uma solução com a
água. Os óleos sintéticos mais comuns oferecem boa proteção anti-corrosiva e
refrigeração. Os mais complexos são de uso geral, com boas propriedades
lubrificantes e refrigerantes. Faz-se uma distinção, quando os fluidos sintéticos
contêm apenas inibidores de corrosão, e as propriedades de extrema pressão (EP)
não são necessárias.
2.7.2 Método de aplicação dos fluidos de corte
A principal finalidade de se usar o fluido do corte em processos é reduzir
temperaturas de corte na zona do corte, a fim de aumentar a vida da ferramenta. As
vantagens deste uso, entretanto, têm sido questionadas devido aos efeitos negativos
no custo do produto, no ambiente e na saúde humana. O corte a seco foi tentado
como uma alternativa possível ao uso do fluido de corte (SALES et al., 2002).
(PIGOTT, COLWELL apud por DINIZ et al., 2007) foram os primeiros autores
que discutiram o uso do fluido de corte a alta pressão com as ferramentas a alta
velocidade de corte. Observaram um aumento significativo na vida da ferramenta,
quando o líquido de alta pressão foi usado, em comparação ao método convencional
de aplicar o fluido de corte. De acordo com esses autores, o método convencional
não produziu resultados significativos, porque os cavacos são refrigerados muito
43

mais do que a ferramenta e a peça. Além disso, a velocidade baixa de penetração
não permite que o lubrificante alcance a aresta de corte.
(KAMINSKI, A. apud por DINIZ et al, 2007) indicaram que os métodos
convencionais de aplicação do fluido de corte não são muito eficazes, porque o jato
a baixa pressão atrapalha a penetração na interface-cavaco ferramenta, e,
consequentemente, na temperatura crescente da zona do corte. No processo de
torneamento, um aumento na pressão foi possível reduzir a quantidade de fluido
injetada.
(EZUGWU, B. apud por DINIZ et al., 2007) confirmaram a praticabilidade de
se usar o fluido de corte a alta pressão em processos de torneamento. O fluido a alta
pressão aumenta a lubrificação e reduz a temperatura da interface cavaco
ferramenta e a peça. Um outro benefício está em uma diminuição do contato entre o
cavaco e a ferramenta, que contribui ainda mais para uma diminuição da
temperatura.
Machado, et. al. 1997 realizaram diversas experiências para verificar a
influência da aplicação de fluido de corte a alta pressão (14,5MPa) direcionada para
ferramenta no torneamento de Ti6Al4V e de Inconel 901. As condições diferentes de
corte foram testadas, e, em cada caso, os resultados foram comparados àqueles
obtidos com a aplicação convencional do fluido de corte. Concluíram que o sistema
a alta pressão reduziu a temperatura de corte significativamente. Além disso, ao
usinar a liga de titânio, o sistema refrigerante a alta pressão, aumentou
significativamente a vida da ferramenta em todas as condições de corte testadas.
(EZUGWU et al. apud por DINIZ; MICARONI, 2007) avaliaram a vida da
ferramenta de cerâmica reforçada, em usinar Inconel 718 em velocidades diferentes
do corte e sob as pressões de corte diferentes, até 20,3MPa. Em todas as
velocidades de corte, a vida da ferramenta aumentou com a pressão do fluido de
corte. Entretanto, quando a pressão aumentou de 15 a 20,3MPa, a vida da
ferramenta diminuiu rapidamente devido ao entalhe excessivo na profundidade da
região cortada. O desgaste do entalhe é atribuído pelos autores à erosão da
ferramenta cerâmica, causada pela refrigeração a alta pressão.
Há três sentidos práticos da aplicação do fluido de corte em uma operação de
usinagem: (a) na superfície superior do cavaco; (b) para a relação do cavaco-
ferramenta e (c) na relação ferramenta peça (Figura 17).
44

Figura 17 - Sentidos práticos da aplicação do fluido de corte (MACHADO et al, 1999)
O fluido de corte pode, também, ser aplicado sob diversas direções e/ou
vazões, posicionado na interface cavaco-ferramenta ou na peça. São inúmeras as
combinações possíveis para a sua aplicação, mas, atualmente, os métodos mais
utilizados são o jorro do fluido a baixa pressão, ou por gravidade, sendo este
sistema o mais usado devido à sua simplicidade. O fluido é jorrado sobre cabeça
contra a superfície do cavaco, ou ainda na superfície de saída da ferramenta. Neste
caso, o fluido vai de encontro à superfície fraturada do cavaco, sendo arrastado para
fora da interface cavaco-ferramenta, dispensando dispositivos especiais (SANTOS
et. al., 2003).
Com o principal objetivo de incrementar a lubrificação na interface cavaco-
ferramenta, foi desenvolvido um sistema em que o conjunto suporte e ferramenta de
corte é vazado, permitindo o fluido passar pelo seu interior, chegando até a
superfície de saída da ferramenta (ISCAR, 2001). O fluido chega à interface com alta
pressão (variável entre 1,03 MPa, para uma vazão de 0,3 l/min, e 25,83 MPa, para
uma vazão de 2,3 l/min), reduzindo o contato cavaco-ferramenta.
Khrais, et. al, 2007, verificaram que, no torneamento do aço ABNT4140, a
curva de vida da ferramenta consiste dos três estágios inicial, gradual e catastrófico
e não houve efeito positivo do óleo lubrificante na vida da ferramenta.
O limite superior de velocidade de corte do inserto de metal duro revestido de
TiAlN foi de 410m/min. Gu et al., 1999 mostraram que o uso de refrigerante não
aumentou a vida da ferramenta de aço ABNT 4140, utilizando-se ferramentas de
metal duro. As condições ótimas para o fresamento do aço (baseado no critério de
falha da ferramenta de 0,4mm) foi de velocidade de corte de 120m/min e avanço de
0,125mm/revolução. Contudo, eles afirmaram que essa condição de corte pode não
ser a melhor escolha , desde que o critério de otimização em ambiente de produção
45

envolva custo de ferramenta, custo do trabalho, velocidade de produção,
depreciação do equipamento, etc.
2.8 Integridade superficial
Integridade superficial é o termo utilizado para denotar as condições e a
qualidade de superfícies usinadas, e resulta da combinação do processo de
deformação plástica, propagação de trincas, reações químicas e forma de energia
empregada para a remoção do cavaco (Figura 18).
Figura 18 - Representação dos efeitos externos e efeitos internos da superfície (OLIVEIRA, 2004).
Integridade superficial é uma medida da qualidade de uma superfície usinada
e interpretada com elementos que descrevem a estrutura real da superfície e
subsuperfície A qualidade da superfície resulta da escolha da estratégia e
parâmetros correspondentes de usinagem (inclinação da ferramenta, avanço,
velocidade de corte e profundidade de corte) (QUINSAT et al. 2010).
Nas superfícies existem irregularidades tais como alturas, espaçamentos e
formas. Ao examinar uma superfície real, pode-se ver o padrão dos picos e vales
que podem ser irregulares ou repetitivos (Figura 19).
46

Figura 19 - Textura de uma superfície mostrando efeitos de rugosidade (A), ondulações (B) e erro de
forma (C). (OLIVEIRA, 2004).
As irregularidades podem ser classificadas de acordo com a superfície ou
acabamento superficial:
a) rugosidade superficial são finas irregularidades resultantes de ação inerente do
processo de corte, ou seja, marcas de avanço. A altura ou profundidade média
dessas irregularidades são medidas em pequeno comprimento chamado “cut-off”
(comprimento da amostra). Pode-se dizer que a rugosidade e ondulações
constituem a textura de uma superfície apesar de apresentarem outras
caracterizações;
b) ondulações consistem de irregularidades superficiais cujos espaçamentos são
maiores que o cutt-off em aproximadamente 1mm, causado por deflexões e
vibrações da ferramenta ou da peça;
c) marcas de avanço denotam as direções das irregularidades superficiais,
dependendo da orientação da peça e ferramenta de corte na máquina, ou do
movimento relativo da peça e ferramenta;
d) falhas são interrupções na topografia típica da superfície de um componente,
sendo inesperadas e indesejáveis, causadas por defeitos tais como trincas, bolhas,
inclusões que podem surgir durante o processo de corte.
O levantamento das irregularidades da superfície pode ser realizado através
de um apalpador, que percorre todas as irregularidades da superfície e envia um
sinal para um transdutor que transforma o sinal mecânico em eletrônico. O sinal
transformado é manipulado segundo um algoritmo que, ao ser quantificado, atribui-
se ao mesmo um valor equivalente a uma unidade de comprimento, geralmente na
47

ordem de m. Uma vez conhecido este valor, ele é colocado de forma gráfica e/ou
manuseado estatisticamente para gerar todos os parâmetros de controle de uma
superfície (Figura 20).
Figura 20 - Esquema de um instrumento de controle de uma superfície (OLIVEIRA, 2004).
A rugosidade média (Ra) pode ser expressa como o desvio médio de um perfil
de sua linha ou a distância média de um perfil desde sua linha média, sobre um
comprimento médio (Figura 21).
Figura 21 - Representação do perfil de rugosidade Ra, para um comprimento de amostragem (l)
(MARTINS, 2008).
Matematicamente, a expressão corresponde a equação 03
R a
y1
y2
.... yn
n
eq.(03)
A rugosidade superficial é afetada pela geometria da ferramenta,
profundidade de corte, velocidade de corte, microestrutura da peça e rigidez do
conjunto (NALBANT et al., 2007).
48

Em todos os processos de fabricação, ao lado da geometria e tolerâncias de
medidas, qualidade satisfatória da rugosidade superficial é importante. Demanda
crescente por melhor confiabilidade e efetividade de conjuntos mecânicos, redução
de perdas por atrito, e maior potência levam a aumentos de carga de contato
superficiais. As propriedades de superfícies de contato mais importantes são
rugosidade superficial e topografia (SEDLACEK et al.,2008). A rugosidade média
(Ra) fornece boa descrição das variações de altura, mas não dá qualquer informação
na ondulação e não é sensível a pequenas variações no perfil. A rugosidade
superficial é afetada pelos fatores como geometria da ferramenta, profundidade de
corte, velocidade de corte, avanço, microestrutura da peça e rigidez do conjunto.
A rugosidade (Rt) é a altura vertical entre os pontos mais altos e os mais
baixos do perfil dentro do comprimento de avaliação (Figura 22).
onde:
Figura 22 - Parâmetro de rugosidade Rt (MARTINS, 2008).
ln = comprimento de avaliação
l = Comprimento de amostragem (cut-off).
A rugosidade (Rz ) é o valor da distância de pico ao vale, levando em conta 10
valores sem intervalos. Conhecido como parâmetro Rtm é a média de todos os
valores de Z no comprimento de avaliação, onde Z é a altura máxima das
rugosidades medidas no comprimento de amostragem (Figura 23).
49

onde:
Figura 23 - Parâmetro de rugosidade Rz (MARTINS, 2008).
ln = comprimento de avaliação
l = Comprimento de amostragem (cut-off).
A Figura 24 tem como objetivo mostrar o e usar como exemplo o
comportamento, e a variação de Ra e Rt na superfície usinada com a distância de
corte.
Figura 24 - Variação da rugosidade média Ra e Rt com distância de corte em fresamento com fluido
para aço inoxidável com durezas de 35, 40 e 55 HRC (LIEW et al., 2008).
Para a ferramenta revestida, os valores de Ra e Rt para as peças de 40 e
55HRc aumentaram levemente a despeito do desgaste da ferramenta
significativamente. As ferramentas revestidas que exibiram maior resistência ao
50

desgaste, produziram melhor acabamento superficial. A dutilidade da peça pareceu
ter influência significativa na qualidade da superfície da peça (LIEW, et. al., 2008).
O acréscimo na velocidade de corte no fresamento resultou em menor valor
de rugosidade para o fresamento do aço ABNT1020 (KORKUT, et. al. ,2007). A
geometria da ferramenta tem um efeito significativo no desempenho da usinagem.
Entre os vários parâmetros geométricos o ângulo de saída radial e raio da
ferramenta são dos mais importantes, pois determinam, respectivamente, a área de
contato entre cavaco e ferramenta e formação do cavaco e, portanto, afetam o
consumo de energia (RAO, 2006).
Nalbant et al., 2007 concluíram que acréscimo do raio do inserto, diminuição
da velocidade de avanço e da profundidade de corte decrescem a rugosidade
superficial. O avanço é o fator que mais a afeta a rugosidade superficial, e para um
dado raio de ferramenta, varia com o quadrado da velocidade de avanço. Bouzid Sai
et al., 2001 constataram para o fresamento de aço carbono e inoxidável duplex que
o acréscimo na velocidade de corte reduziu a rugosidade média em razão da
redução do comprimento de contato cavaco-ferramenta, decréscimo da força de
corte e deformação plástica. Ao contrário, quando o avanço cresceu de 0,05 a
0,2mm/rev, a rugosidade cresceu de 5,9 para 9,6μm. A microestrutura da peça,
também, alterou a rugosidade para os mesmos parâmetros de corte.
Rugosidade superficial é um dos fatores importantes na avaliação da
qualidade da peça dos componentes usinados, porque influencia as características
funcionais da peça tais como compatibilidade, resistência à fadiga e atrito superficial.
O objetivo principal da análise quantitativa da rugosidade superficial é a identificação
de uma coleção de parâmetros suficientes para caracterização do acabamento
superficial (CHEVRIER et al, 2003).
O desgaste da ferramenta é um fator crucial que afeta a forma e a integridade
das superfícies geradas. Como tal aumentar a durabilidade e a resistência ao
desgaste dos materiais usados nas ferramentas de corte e o interesse principal na
usinagem. Combater o desgaste em uma situação de usinagem típica é
tecnicamente desafiador devido ao ambiente de operação (ABDEL-AAL et al, 2009).
Como a maioria dos estudos de desgaste contempla a fase inicial do
processo até espessuras de desgaste de flanco de 0,3mm, este trabalho objetiva
atender situações em que o desgaste é maior que 0,3mm e como esse fato afeta a
integridade superficial da peça e a superfície da ferramenta.
51

3. PROCEDIMENTOS EXPERIMENTAIS
3.1 Materiais e Métodos Experimentais
O material utilizado para realização deste trabalho foi o aço ABNT4140, com
dureza 25 ±2 HRc, na forma de barras de diâmetro de 100mm e comprimento de
100mm. A análise química foi realizada utilizando espectrômetro ótico de emissão.
Os corpos-de-prova do aço ABNT4140 para os ensaios mecânicos foram cortados
das barras no sentido radial. O corte foi realizado em serra de fita, marca Franho,
com lâmina de vídea. As amostras para análise metalográfica foram cortadas na
direção radial.
Essas amostras foram fresadas e, posteriormente, preparadas em lixas,
marca Norton, com granulometrias de 180, 220, 320, 400, 500, 600 e 1000 mesh.
Em seguida, foi realizado polimento de acabamento em feltro impregnado com pasta
de diamante de dimensão de 7, 3 e 1 m. Para observação da microestrutura, estas
amostras foram atacadas com nital 4%, e, posteriormente, analisadas em
microscópio ótico marca Neophot, modelo 32, acoplado a uma estação de trabalho
com analisador de imagem, marca Leco.
Esta barra foi submetida ao tratamento térmico de têmpera e revenimento em
forno de martêmpera (banho de sais). A temperatura de austenitização foi de 860°C
com tempo de manutenção de 1 hora nessa temperatura. Posteriormente, resfriou-
se em forno de martêmpera a 140°C durante 20 minutos e, em seguida, resfriamento
ao ar até a temperatura ambiente. A temperatura de revenimento foi 620°C com
tempo de manutenção de 2 horas, e resfriamento no forno até a temperatura
ambiente. Após o tratamento térmico, esmerilhou-se a superfície tratada para medir
a dureza em durômetro Rockwell no sentido radial a cada 5mm do diâmetro externo,
comprovando a dureza em HRc= 25±2 em toda a seção.
As operações de fresamento foram realizados no laboratório de Processos de
Fabricação da PUC Minas, em um centro de usinagem de fabricação da ROMI,
modelo Discovery 560 (Figura 25).
52

Figura 25 - Centro de usinagem Discovery 560, utilizado no fresamento do aço ABNT4140
temperado/revenido.
Fonte: fotos do autor
Os programas utilizados no CNC (anexo I) para fresamento do material foi
desenvolvido no laboratório da PUC MG. Na realização dos ensaios, foi utilizada
velocidade de corte (Vc) de 120m/min, pois de acordo com o fabricante Walter, a
velocidade de corte pode variar de 100m/min a 140m/min para este tipo de
ferramenta e com este aço tratado. Os avanços de corte (fz) utilizados como
desbaste foram de 0,1; 0,15; e 0,20 mm/rev, com profundidade de corte (ap)
constante de 1 mm (Tabela 2).
Tabela 2
Parâmetros de corte utilizados no fresamento do aço ABNT 4140
temperado/revenido
Parâmetros de corte
Vc (m/min) 120
ap (mm) 1
fz (mm/rev)
0,1
0,15
0,20
Fonte: (WALTER, 2010).
53

O conjunto ferramenta-porta-ferramentas tem fixação mecânica por
interferência. Os diâmetros das fresas utilizadas foram de 20 e 40mm, com um canal
interno para aplicação do fluido de corte. Utilizou-se duas fresas diferentes para
avaliar em qual das fresas se obtém um melhor resultado de desgaste e
acabamento superficial. Nas fresas, foram montadas as três (3) pastilhas de corte
enumeradas de 1 a 3 com o objetivo de avaliar o desgaste nas três posições. Estas
pastilhas são fixadas por parafuso, com o auxilio de uma chave fornecida juntamente
com o porta-ferramenta (Figura 26 (a) e (b)).
(a) (b)
Figura 26 - Fresas de diâmetros de 20 e 40mm montadas com três pastilhas de corte intercambiáveis
e fixadas por mandris de encaixe sob interferência no centro de usinagem.
Fonte: Fotos do autor
As pastilhas utilizadas no fresamento, foram de metal duro WC-Co P-35,
revestidas com TiN, fabricadas pela Walter. Empresa conceituada no mercado de
usinagem com grande variedade de ferramentas de corte. O modelo
APGW090308R-A57WTP35 é apropriado para aços de baixa liga e tratado
termicamente (Figura 27).
Figura 27 - Pastilha de metal duro, revestida por TiN, utilizada nos experimentos de fresamento
(WALTER, 2010).
54

Os ensaios foram realizados com fluido de corte semissintético aplicado pelo
centro da ferramenta. O fluido de corte é emulsionável em água, fabricado pela
Blaser Brasil, na concentração de 8% em volume. Para o sistema de aplicação do
fluido pelo centro da fresa, a vazão do fluido foi constante de 15 l/min, circulando no
sistema com uso de uma bomba de alta potência com pressão de 10bar.
A trajetória da fresa foi a partir de um fresamento frontal na qual as arestas
cortantes ativas estão no eixo frontal da ferramenta (fresa). O eixo da fresa neste
caso é perpendicular a superfície gerada, fazendo um movimento de “vai e vem” na
peça a ser usinada. (Figura 28).
Figura 28 – Desenho representativo do percurso da fresa durante o corte e posições de leituras do
rugosímetro
Fonte: Desenho do autor
Para cada fresa foi utilizado um programa diferente (ANEXO I), pois os
diâmetros são de 20mm e 40mm. Neste programa a trajetória da fresa diâmetro de
20mm fez-se com que a ferramenta deslocasse no sentido radial 16mm (posição 2).
E para a fresa de diâmetro de 40mm fez-se com que a ferramenta deslocasse no
sentido radial 26mm (posição 2), verificando assim que a ferramenta de diâmetro de
40mm retira mais material por passadas. Porém no final de cada tempo de 5
minutos a quantidade de material retirado foi maior para a fresa de diâmetro de
20mm devido sua rotação ser maior e influenciando diretamente na velocidade de
avanço.
O acabamento superficial da peça usinada foi avaliado com utilização de um
rugosímetro, marca Taylor Hobson, modelo Surtronic 3+ (Anexo I). Esse rugosimetro
foi fixado à mesa e, após cada intervalo de tempo de 5 minutos de fresamento,
55

deslizou-se o apalpador sobre a superficie da peça, nas três posições como ilustra a
Figura 28.
Para perfis resultantes do fresamento e distância entre sulcos de usingem
variando de 0,1mm e 0,32mm, onde esta distancia é aproximadamente igual ao
avanço recomenda-se a utilização um comprimento de amostragem (cut-off) de
0,8mm a partir do início de cada medição (ISO 4288/1996) (Figura 29).
Figura 29 - Rugosímetro Taylor Hobson – Surtronic 3+ em funcionamento, evidenciando a medição
da rugosidade.
Fonte: Foto do autor
O desgaste da ferramenta de corte foi avaliado por meio de um microscópio ótico
de medição, marca Mitutoyo, modelo TM-505 e série 176, aumento de 15X (Figura
30).
Figura 30 - Microscópio de medição Mitutoyo, modelo TM-505 e série 176
Fonte: Foto do autor
56

A cada período de 5 minutos de usinagem, a ferramenta de corte foi levada
ao microscópio para avaliação do desgaste. O tempo de fresamento total foi de 50
minutos. Foi construído um dispositivo para fixação à plataforma do microscópio, e,
assim, evita-se a retirada das pastilhas da fresa que provoca dano à rosca do
parafuso de fixação. Após fixação da ferramenta na base do microscópio, ajusta-se
a linha do visor no valor zero da escala. Em seguida, desloca-se a linha do visor até
a maior espessura do desgaste no flanco. A diferença medida é o desgaste do
flanco. Este microscópio trabalha com eixo de coordenadas cartesianas, sendo os
valores medidos na variação das ordenadas.
Para a velocidade de corte de 120m/min, o desgaste de flanco da
ferramenta de corte foi medido em cada uma das três posições de fixação da
pastilha na fresa, objetivando verificar possíveis diferenças de desgaste com a
posição. Acompanhou-se durante o fresamento o comportamento das pastilhas
quanto ao deslocamento radial sendo medidos a cada 5 minutos em um
equipamento, medidor de excentricidade da marca Carlzeiss Jena, onde através de
um relógio comparador com resolução milesimal se faz a medição do batimento.
(figura 31)
Figura 31 - Medidor de excentricidade com relógio comparador milesimal
Fonte: Fotos do autor
57

Foram feitos 3 experimentos para cada avanço de 0,1; 0,15 e 0,20mm/ver e
velocidade de corte de 120m/min nos quais foram obtidos o valor médio de desgaste
e o desvio padrão. O desvio padrão foi a calculado através da equação.
Xi = valor de cada evento individual (X1, X2, X3... Xn)
X = média aritmética dos valores Xi
58
eq(04)
Os Valores médios e ±1 desvio padrão foram mostrados em gráficos de
desgaste contra volume retirado .
Posteriormente, as pastilhas foram analisadas em Microscópio Eletrônico de
Varredura Quanta 200 - FEG – FEI - 2006 com canhão de emissão por efeito de
campo para acompanhar o desgaste durante o fresamento. (Figura 32).
Figura 32 – Microscópio Eletrônico de Varredura.
Fonte: Foto do autor

4. RESULTADOS E DISCUSSÕES
4.1 Análise química e metalográfica do material
A análise química da barra utilizada no trabalho é mostrada na Tabela 3.
Tabela 3
Análise química da barra de aço ABNT 4140 em percentagem em peso
C Mn Si P S Cr Ni Mo Al Cu Sn V N
0,39 0,80 0,20 0,013 0,016 0,91 0,02 0,16 0,009 0,10 0,009 0,005 0,0066
Fonte: espectrômetro ótico de emissão
A Figura 33 mostra a microestrutura do aço ABNT 4140 temperado/revenido,
onde se observa, respectivamente a presença de martensita revenida.
10µm
Figura 33 – Microestrutura do aço ABNT 4140 temperado/revenido - Aumento 500x - Ataque: Nital
4%.
Fonte: Foto do autor
59

Para cada ponto plotado nos gráficos a seguir foram medidos o seu desgaste
de flanco nas três posições e calculado seu volume retirado.
A Figura 34 (a) e (b) mostra a evolução do desgaste máximo de flanco da
ferramenta de corte com diâmetros de 20mm (a) e 40mm (b) em relação ao volume
retirado para o fresamento com fluido de corte da barra temperada e revenida. A
Figura 34 (c) mostra a correlação dos desgastes. Utilizou-se velocidade de corte de
120m/min, avanço de 0,1 mm/rev e profundidade de corte de 1mm
(a) (b)
(c)
Figura 34 - Avaliação do desgaste das ferramentas de corte em relação ao volume retirado, nas três
posições, revestida com TiN, com velocidade de corte de 120 m/min, e avanço de 0,1 mm/rev,
fresamento com fluido de corte.
Fonte: Elaborado pelo autor
Observa-se que, quando se usinou com uma velocidade de corte de 120
m/min e avanço de 0,1 mm/rev, o desgaste de flanco de ambas as ferramentas de
corte foi maior, chegando a 1,5mm acima 200x10 3 mm 3 . Porém a Figura 34 (a) nos
60

mostra que em função do volume de material retirado observa-se que a ferrramenta
de diâmetro de 20mm retira mais material em mm 3 , nota-se que a ferramenta de
diâmetro de 40mm desgastou mais mesmo retirando menos material.
A Figura 35 (a) e (b) mostra a evolução do desgaste máximo de flanco da
ferramenta de corte com diâmetros de 20 (a) e 40mm (b) em relação ao volume
retirado, para o fresamento com fluido de corte da barra temperada e revenida. A
Figura 35 (c) mostra a correlação dos desgastes. Utilizou-se velocidade de corte de
120m/min, avanço de 0,15mm/rev e profundidade de 1mm.
(a) (b)
(c)
Figura 35 - Avaliação do desgaste das ferramentas de corte, em relação ao volume retirado, nas três
posições, revestida com TiN, com velocidade de corte de 120 m/min, e avanço de 0,15 mm/rev,
fresamento com fluido de corte.
Fonte: Elaborado pelo autor
Observa-se que, quando se usinou com uma velocidade de 120 m/min e
avanço de 0,15 mm/rev, o desgaste de flanco da ferramenta de corte de diâmetro de
40mm foi maior em relação a ferramenta de diâmetro de 20mm. Nota-se que no
primeiro ponto o desgaste de flanco inicia-se com 1mm, chegando a 2mm acima de
61

250x10 3 mm 3 . Nota-se que a fresa de diâmetro de 20mm retirou mais material do
que a fresa de diâmetro de 40mm e obteve um desgaste menor. Devido a quebra
da ferramenta em um dos três testes nota-se que para o gráfico da fresa de diâmetro
de 40mm o desgaste diminuiu.
A Figura 36 (a) e (b) mostra a evolução do desgaste máximo de flanco da
ferramenta de corte com diâmetros de 20 (a) e 40mm (b) em relação ao volume
retirado para o fresamento com fluído de corte da barra temperada e revenida. A
Figura 36 (c) mostra a correlação dos desgastes. Utilizou-se velocidade de corte de
120m/min, avanço de 0,20mm/rev e profundidade de 1mm.
.
(a) (b)
(c)
Figura 36 - Avaliação do desgaste das ferramentas de corte, em relação ao volume retirado, nas três
posições, revestida com TiN, com velocidade de corte de 120 m/min, e avanço de 0,20 mm/rev,
fresamento com fluido de corte.
Fonte: Elaborado pelo autor
Observa-se que, quando se usinou com uma velocidade de corte 120 m/min
e avanço de 0,20 mm/rev, o desgaste de flanco da ferramenta de corte de diâmetro
62

de 20mm iniciou-se com 1mm de desgaste chegando a 2,3 mm com um volume de
material retirado a cima 500x10 3 mm 3 .
Nota-se que para o gráfico com a fresa de diâmetro de 40mm foi necessário
modificar a retirada da ferramenta para fazer medições dos desgastes pois os
volumes foram menores que 50x10 3 mm 3 . Estas medidas foram necessários por
motivos de alta potência da máquina e quebra prematura da ferramenta nos outros
dois testes. Para este gráfico foram feitos média e desvio padrão apenas para três
medições de desgaste onde se conseguiu usinar. Tendo como resultado valores de
desgaste de flanco maior para a fresa de diâmetro de 40mm pois obteve um
volume menor de material retirado.
A Figura 37 (a) e (b) mostra os valores de rugosidade Ra, no aço ABNT 4140
temperado e revenido na posição 1 com fluido de corte, velocidade de corte
120m/min e avançosde 0,1; 0,15; 0,20mm/rev para a fresa de diâmetro de 20mm (a)
e diâmetro de 40mm
(a) (b)
Figura 37- Análise de rugosidade Ra das superfícies usinadas para velocidade de corte de 120m/min,
avanços de corte de 0,1, 0,15 e 0,20mm/rev, com fluido de corte.
Fonte: Elaborado pelo autor
Observa-se que para rugosidades Ra , os valores para a fresa de diâmetro de
20mm foram maiores para o avanço de 0,20mm/rev, em todos os tempos, chegando
a 10µm acima de 500x10 3 mm 3 , motivo pelo qual os valores de desgaste para este
avanço foi maior.
63

Para a fresa de diâmetro de 40mm, nota-se que para volumes acima de
50x10 3 mm 3 e avanço de 0,20mm/rev, os valores de Ra foram maiores chegando a
8µm. Tendo os valores de desgaste para este avanço valores acima de 2mm.
A Figura 38 (a) e (b) mostra os valores de rugosidade Ra, no aço ABNT 4140
temperado e revenido na posição 2 com fluido de corte, velocidade de corte
120m/min e avanços de 0,1, 0,15, 0,20mm/rev para fresa de diâmetro de 20mm (a) e
diâmetro de 40mm
(a) (b)
Figura 38 - Análise de rugosidade Ra das superfícies usinadas para velocidade de corte de 120m/min,
avanços de corte de 0,1, 0,15 e 0,20mm/rev, com fluido corte.
Fonte: Elaborado pelo autor
Observa-se que para rugosidades Ra, os valores para a fresa de diâmetro de
20mm foram maiores para o avanço de 0,20mm/ver, acima de 400x10 3 mm 3 ,
chegando a 5µm. Para a fresa de diâmetro de 40mm, nota-se que para o avanço de
0,20mm/rev, chegando a 7µm e um volume retirado acima de 150x10 3 mm 3 . Tendo
os valores de desgaste para este avanço valores acima de 2mm.
A Figura 39 (a) e (b) mostra os valores de rugosidade Ra, no aço ABNT 4140
temperado e revenido na posição 3 com fluido de corte, velocidade de corte
120m/min e avanços de 0,1; 0,15; 0,20mm/rev para fresa de diâmetro de 20mm (a) e
diâmetro de 40mm (b).
64

(a) (b)
Figura 39 - Análise de rugosidade Ra das superfícies usinadas para velocidade de corte de 120m/min,
avanços de corte de 0,1, 0,15 e 0,20mm/rev, com fluido de corte.
Fonte: Elaborado pelo autor
Observa-se que para rugosidades Ra , os valores para a fresa de diâmetro de
20mm foram maiores para o avanço de 0,20mm/rev, e valores superiores a 7µm,
motivo pelo qual os valores de desgaste para este avanço foi maior. Para a fresa de
diâmetro de 40mm, nota-se que os valores foram maiores para o avanço de
0,20mm/rev, chegando a 9µm. Tendo os valores de desgaste para este avanço
valores acima de 2mm.
A Figura 40 (a) e (b) mostra comparação do desgaste de flanco das
ferramentas de diâmetro de 20mm (a) e diâmetro de 40mm (b) na posição 1 para os
avanços de 0,10; 0,15; 0,20mm/rev.
(a) (b)
Figura 40 - Avaliação do desgaste das ferramentas de corte, na posição 1, em relação ao volume
retirado, revestida com TiN, com velocidade de corte de 120 m/min, e avanços de 0,1,0,15, 0,20
mm/rev no fresamento com fluido de corte.
Fonte: Elaborado pelo autor
65

A figura (a) representa a evolução do desgaste comparando o avanço por
posição. Nota-se que para o avanço de 0,1mm/ver tem-se uma retirada menor de
material obtendo assim um desgaste menor, chegando a um valor máximo de
1,4mm com um volume retirado acima de 250x10 3 mm 3 . Já para os avanços de 0,15
e 0,20mm/rev nota-se uma inversão, mesmo com uma retirada maior de material o
desgaste para o avanço de 0,2mm/rev foi menor para quase todo teste, sendo
diferente na ultima medição chegando a 2,0mm. Observa-se no gráfico avanço por
posição para a fresa de diâmetro de 40mm, prevalece que, para o menor avanço
tem-se uma quantidade menor de material retirado e um menor desgaste durante o
fresamento chegando a um desgaste de 1,4mm. Para o avanço de 0,15mm/rev
obteve um desgaste de 1,9mm e para o avanço de 0,2/rev obteve um desgaste de
2,0mm
A Figura 41 (a) e (b) mostra os valores de batimento da ferramenta de
diâmetro de 20mm (a) e diâmetro de 40mm (b) em relação ao volume retirado e
avanços de 0,10mm/rev.
(a) (b)
Figura 41 - Variação do batimento das ferramentas de corte, para velocidade de corte 120m/min,
avanço de 0,1mm/rev, com fluido de corte.
Fonte: Elaborado pelo autor
Observa-se que o batimento para a fresa de diâmetro de 20mm e avanço de
0,10mm/rev na posição 1, teve uma variação de 4 milésimos e para a posição 3 teve
uma variação de 2 milésimos. Devido a fresa de diâmetro de 20mm não ter um furo
central, não era possível obter o mesmo centro para as três pastilhas. Por isso não
foram coletados dados para a posição 2. Observa-se que para a fresa de diâmetro
de 40mm e avanço de 0,10mm/rev teve-se uma variação na posição 1 de
7milésimos.
66

Para a posição 2 teve-se uma variação 16 milésimos e a posição 3 uma uma
variação de 9 milésimos.
A Figura 42 (a) e (b) mostra os valores de batimento da ferramenta de
diâmetro de 20mm (a) e diâmetro de 40mm (b) em relação ao volume retirado e
avanços de 0,15mm/rev.
(a) (b)
Figura 42 - Variação do batimento das ferramentas de corte, para velocidade de corte 120m/min,
avanço de 0,15mm/rev, com fluido de corte.
Fonte: Elaborado pelo autor
Observa-se que para a fresa de diâmetro de 20mm e avanço de 0,15mm/rev
na posição 1 a variação foi de 4 milésimos e na posição 3 teve-se uma variação de 2
milésimos. Para a fresa de diâmetro de 40mm a posição 1 teve uma variação de 44
milésimos e a posição 2 teve uma variação de 55 milésimos. Para a posição 3
obteve-se uma variação de 64 milésimos.
A Figura 43 (a) e (b) mostra os valores de batimento da ferramenta de
diâmetro de 20mm (a) e diâmetro de 40mm (b) em relação ao volume retirado e
avanços de 0,20mm/ver
(a) (b)
Figura 43 - Análise da variação do Figura 43 – Variação do batimento das ferramentas de corte, para
velocidade de corte 120m/min, avanço de 0,20mm/rev, com fluido de corte.
Fonte: Elaborado pelo autor
(a)
(
b
)
67

Observa-se que o batimento para a fresa de diâmetro de 20mm e avanço de
0,20mm/rev teve-se uma variação de 6 milésimos na posição 1. Nota-se que na
posição 2 obteve-se uma variação de 2 milésimos. Para o gráfico da fresa de
diâmetro de 40mm nota-se que os maiores valores de batimento estão na posição 3
e no avanço de 0,20mm/rev, chegando a um valor de 24 milésimos. Para a posição
2 obteve-se uma variação de 16 milésimos. Observa-se também uma variação de 20
milésimos na posição 1, chegando a um valor máximo de tempo em 10 minutos de
usinagem, devido a motivos de quebra prematura da ferramenta e alta potência da
máquina podendo ocorrer sua parada emergencial e danificando a ferramenta.
A Figura 44(a) e (b) mostra a ferramenta de corte em MEV após corte
transversal para identificar e demonstrar a espessura do revestimento de
aproximadamente de 4µm, e Figura 44 (c) o material do revestimento, e figura 44 (d)
o material do substrato.
(a) (b)
(c) (d)
Figura 44 – Foto da ferramenta de corte após corte transversal para verificar espessura do
revestimento (a) e (b), material do revestimento (c) e material do substrato(b).
Fonte: MEV Quanta 200 - FEG – FEI - 2006
68

Figura 45 (a) e (b) mostra a ferramenta de corte em MEV da fresa de diâmetro
de 20mm após fresamento do aço ABNT4140 temperado e revenido, com fluído de
corte, para velocidade de corte de 120m/min, avanço de corte 0,20mm/rev com o
tempo de 1min.
(a) (b)
Figura 45 – Foto do desgaste da ferramenta de corte de diâmetro de 20mm na usinagem do aço ABNT 4140
temperado e revenido com fluido de corte com velocidade de corte 120m/min, avanço 0,20mm/ver, tempo de
1min de usinagem, ampliação de 100x (a), e ampliação 5000x (b).
Fonte: MEV Quanta 200 - FEG – FEI - 2006
Evidencia-se a presença de lascamento parcial do flanco e aresta de corte,
desplacamento do revestimento de TiN e apresentando microtrincas.
Figura 46 (a) e (b) mostra a ferramenta de corte em MEV da fresa de diâmetro
de 20mm após fresamento do aço ABNT4140 temperado e revenido, com fluído de
corte, para velocidade de corte de 120m/min, avanço de corte 0,20mm/rev com o
tempo de 3min.
(a) (b)
Figura 46 – Foto do desgaste da ferramenta de corte de diâmetro de 20mm na usinagem do aço
ABNT 4140 temperado e revenido com fluido de corte com velocidade de corte 120m/min, avanço
0,20mm/ver, tempo de 3min de usinagem, ampliação de 70x (a), e ampliação 1000x (b). Fonte: MEV
Quanta 200 - FEG – FEI – 2006.
69

Evidencia-se a presença de lascamento parcial do flanco, desplacamento do
revestimento de TiN e apresentando microtrincas e exposição do substrato.
Figura 47(a) e (b) mostra a ferramenta de corte em MEV da fresa de diâmetro
de 20mm e valores de EDS (c) após fresamento do aço ABNT4140 temperado e
revenido, com fluído de corte, para velocidade de corte de 120m/min, avanço de
corte 0,20mm/rev com o tempo de 5min.
(a) (b)
(c)
Figura 47 – Foto do desgaste da ferramenta de corte de diâmetro de 20mm e análise em EDS na
usinagem do aço ABNT 4140 temperado e revenido com fluido de corte com velocidade de corte
120m/min, avanço 0,20mm/ver, tempo de 5min de usinagem, ampliação de 100x (a), e ampliação
5000x (b), EDS (c).
Fonte: MEV Quanta 200 - FEG – FEI - 2006
70

Evidencia-se a presença de lascamento parcial do flanco, desplacamento do
revestimento de TiN e apresentando microtrincas e exposição do substrato com
aderência do material da peça usinada conforme análise quimíca por EDS. A
presença de oxigênio na análise química, pode ser devido a oxidação da ferramenta
de corte em função da temperatura atingida durante o fresamento.
Figura 48 (a) e (b) mostra a ferramenta de corte em MEV da fresa de diâmetro
de 20mm após fresamento do aço ABNT4140 temperado e revenido, com fluído de
corte, para velocidade de corte de 120m/min, avanço de corte 0,20mm/rev com o
tempo de 10min.
(a) (b)
Figura 48 – Foto do desgaste da ferramenta de corte de diâmetro de 20mm na usinagem do aço
ABNT 4140 temperado e revenido com fluido de corte com velocidade de corte 120m/min, avanço
0,20mm/ver, tempo de 10min de usinagem, ampliação de 150x (a), e ampliação 250x (b).
Fonte: MEV Quanta 200 - FEG – FEI - 2006
Evidencia-se a presença de lascamento parcial do flanco, desplacamento do
revestimento de TiN e apresentando microtrincas.
Figura 49 (a) e (b) mostra a ferramenta de corte em MEV da fresa de diâmetro
de 20mm após fresamento do aço ABNT4140 temperado e revenido, com fluído de
corte, para velocidade de corte de 120m/min, avanço de corte 0,20mm/rev com o
tempo de 30min.
71

(a) (b)
Figura 49 - Foto do desgaste da ferramenta de corte de diâmetro de 20mm na usinagem do aço
ABNT 4140 temperado e revenido com fluido de corte com velocidade de corte 120m/min, avanço
0,20mm/ver, tempo de 30min de usinagem, ampliação de 100x (a), e ampliação 1000x (b).
Fonte: MEV Quanta 200 - FEG – FEI - 2006
Evidencia-se a presença de lascamento parcial do flanco e desgaste na
superfície de saída da ferramenta, desplacamento do revestimento de TiN,
apresentando microtrincas e exposição do substrato
Figura 50 (a) e (b) mostra a ferramenta de corte em MEV da fresa de diâmetro
de 20mm após fresamento do aço ABNT4140 temperado e revenido, com fluído de
corte, para velocidade de corte de 120m/min, avanço de corte 0,20mm/rev com o
tempo de 50min.
(a) (b)
Figura 50 - Foto do desgaste da ferramenta de corte de diâmetro de 20mm na usinagem do aço
ABNT 4140 temperado e revenido com fluido de corte com velocidade de corte 120m/min, avanço
0,20mm/ver, tempo de 50min de usinagem, ampliação de 100x (a) e (b). Fonte: MEV Quanta 200 -
FEG – FEI – 2006.
72

Evidencia-se a presença de lascamento parcial do flanco e desgaste na
superfície de saída da ferramenta, craterização, desplacamento do revestimento de
TiN, apresentando microtrincas e exposição do substrato.
Figura 51 (a) e (b) mostra a ferramenta de corte em MEV da fresa de diâmetro
de 40mm após fresamento do aço ABNT4140 temperado e revenido, com fluído de
corte, para velocidade de corte de 120m/min, avanço de corte 0,20mm/rev com o
tempo de 1min.
(a) (b)
Figura 51 - Foto do desgaste da ferramenta de corte de diâmetro de 40mm na usinagem do aço
ABNT 4140 temperado e revenido com fluido de corte com velocidade de corte 120m/min, avanço
0,20mm/ver, tempo de 1min de usinagem, ampliação de 100x (a) e 5000x (b).
Fonte: MEV Quanta 200 - FEG – FEI - 2006
Evidencia-se a presença de lascamento parcial do flanco e desgaste na
superfície de saída da ferramenta, desplacamento do revestimento de TiN e
apresentando microtrincas e exposição do substrato
Figura 52 (a) e (b) mostra a ferramenta de corte em MEV da fresa de diâmetro
de 40mm após fresamento do aço ABNT4140 temperado e revenido, com fluído de
corte, para velocidade de corte de 120m/min, avanço de corte 0,20mm/rev com o
tempo de 3min.
73

(a) (b)
Figura 52 - Foto do desgaste da ferramenta de corte de diâmetro de 40mm e análise na usinagem do
aço ABNT 4140 temperado e revenido com fluido de corte com velocidade de corte 120m/min,
avanço 0,20mm/ver, tempo de 3min de usinagem, ampliação de 50x (a) e 100x (b).
Fonte: MEV Quanta 200 - FEG – FEI - 2006
Evidencia-se a presença de lascamento parcial do flanco com quebra da
aresta de corte e desplacamento do revestimento de TiN e apresentando
microtrincas e exposição do substrato
Figura 53 (a) e (b) mostra a ferramenta de corte em MEV da fresa de diâmetro
de 40mm após fresamento do aço ABNT4140 temperado e revenido, com fluído de
corte, para velocidade de corte de 120m/min, avanço de corte 0,20mm/rev com o
tempo de 10min.
(a) (b)
Figura 53 - Foto do desgaste da ferramenta de corte de diâmetro de 40mm na usinagem do aço
ABNT 4140 temperado e revenido com fluido de corte com velocidade de corte 120m/min, avanço
0,20mm/ver, tempo de 10min de usinagem, ampliação de 100x (a) e 500x (b). Fonte: MEV Quanta
200 - FEG – FEI – 2006.
74

Evidencia-se a presença de lascamento parcial do flanco e, desplacamento
do revestimento de TiN e apresentando microtrincas e exposição do substrato.
Nota-se que foram realizadas fotos do MEV somente para o avanço de
0,20mm/rev, isto se fez necessário pois os testes feitos para este desgaste foram
os que apresentaram maiores valores, desejando assim demonstrar o ocorrido.
Observa-se nessas Figuras para ambas as fresas de diâmetros de 20mm e
40mm, elevado grau de lascamento de superfície flanco com quebra da aresta de
corte já com pouco tempo de usinagem. Com o decorrer do trabalho nota-se
também microtrincas na qual facilita o aumento desses desgastes avaliados, com
perda de todo o revestimento de TiN e chegando ao material base da ferramenta,
com grande aderência do material usinado durante o fresamento.
75

5. CONCLUSÕES
Durante o fresamento a fresa de diâmetro de 20mm influenciada pelos seus
parâmetros de usinagem retira mais material do que a fresa de diâmetro de
40mm. Mas o desgaste da ferramenta de diâmetro de 40mm é maior para
todos os avanços trabalhados.
Obtendo menor retirada de material durante a usinagem os valores de
desgaste foram menores para os avanços de 0,10mm/rev, tanto para a fresa
de diâmetro de 20mm quanto para a fresa de diâmetro de 40mm.
Os valores de Ra foram maiores para avanço de 0,20mm/ver, isto se justifica
por que neste avanço obteve-se maiores valores de desgaste.
De acordo com os gráficos de batimento a fresa de a de 40mm apresentou
maior deslocamento das pastilhas, isto se deve pelo maior esforço de corte
durante a usinagem e os parâmetros utilizados.
Sugestões para trabalhos futuros
Estudar o fresamento do aço ABNT 4140 temperado/revenido a seco
utilizando a mesma ferramenta de corte.
Estudar o fresamento do aço ABNT 4140 temperado/revenido, utilizando
mesma ferramenta de corte com geometrias diferentes.
Estudar o fresamento do aço ABNT 4140 temperado/revenido utilizando fluido
de corte sintético e a mesma ferramenta de corte.
Ajustar os parâmetros de usinagem para uma melhora no desgaste
76

ANEXO A - Especificação do rugosímetro marca Taylor Hobson, modelo
Surtronic 3+ utilizado na medição da rugosidade.
Parâmetro Valor/Tipo
Modelo Surtronic 3+
Faixa de medição 150 m
Precisão 2 % da leitura + LSD m
Massa de medição 150 a 300 mg
Ponta de diamante Raio de ponta 5 m
Valor comprimento de amostragem (cut off) 0,25; 0,8; 2,5; 8 mm
Filtro 2CR ou gaussiano
Comprimento transversal 1,25 a 25 mm
Velocidade transversal 1 mm/s
Unidade do monitor m
Conector de saída RS 232
Potência 9 V bateria
Parâmetros (padrão) Ra, Rq, Rt, Ry, Rz (DIN), m
Parâmetros (opcionais) Pc, tp%
Dimensões globais 130 x 80 x 65 mm
Massa 450 g
Condições normais de operação 5 a 40 ºC
Condições normais de operação (umidade) 0 a 80% não condensado
Condições de armazenamento (temperatura) 0 a 50 ºC
Condições de armazenamento (umidade) 0 a 80% não condensado
77

ANEXO B - Programa para fresa de diâmetro de 40 mm
N000 G71 G90 G17 G94 G64;
N001 G53 G0 Z-110 D0;
N002 MSG (“FACE MILL OPERATION”);
N003 T01;
N004 M6;
N005 G54D1;
N006 S955 M3;
N007 TRANS Z0; Y-20;
N008 G0 X0 Y0 Z12;
N009 G1 Z0 F573;
N010 INÍCIO: G1 Z=IC(-1) F286;
N011 M7;
N012 Y26;
N013 X120;
N014 Y52;
N015 X0;
N016 Y78;
N017 X120;
N018 Y104;
N019 X0;
N020 G0 Y28;
N021 FIM;
N022 REPEAT INÍCIO FIM P1;
N023 G0 Z100;
N024 M9;
N025 T02;
N026 M6;
N027 M00;
78

N028 T01;
N029 M6;
N030 G0 X150 Y200;
N031 M30;
79

ANEXO C - Programa para fresa de diâmetro de 20 mm.
N000 G1 G90 G17 G94 G64;
N001 G53 G0 Z-110 D0;
N002 MSG (“FACE MILL OPERATION”);
N003 T01;
N004 M6;
N005 G54 D1;
N006 M37;
N007 S1910 M3;
N008 TRANS Z10;
N009 G0 X0 Y0 Z0;
N010 G1 Z0 F573;
N011 M7;
N012 INÍCIO: G1 Z=IC(-1) F573;
N013 X110;
N014 Y16;
N015 XO;
N016 Y32;
N017 X110;
N018 Y48;
N019 X0;
N020 Y64;
N021 X110;
N022 Y80;
N023 X0;
N024 Y95;
N025 X110;
N026 G0 Y110;
N027 G0 X-10;
N028 G0 Y0;
80

N029; REPEAT INÍCIO FIM P1;
N030 M9;
N031 T02;
N032 M6;
N033 M00;
N034 T01;
N035 M6;
N036 G0 X150 Y200;
81

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