Capa Dissertação - Programa de de Pós-Graduação em ...

PUC Minas
PONTIFÍCIA UNIVERSIDADE CATÓLICA DE MINAS GERAIS
DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA MECÂNICA
MESTRADO EM ENGENHARIA AUTOMOTIVA
USINABILIDADE DE MANCAIS
BIMETÁLICOS: INFLUÊNCIA DO AVANÇO
NO DESGASTE E NA FORMAÇÃO DE
Banca Examinadora:
REBARBAS
Dissertação apresentada ao Departamento de
Engenharia Mecânica da PUC Minas pelo aluno
Dirley Carlos Corrêa como parte dos requisitos
para obtenção do título de MESTRE EM CIÊNCIAS
EM ENGENHARIA MECÂNICA.
Prof. Wisley Falco Sales, Dr. - PUC Minas - Orientador
Prof. Ernani Sales Palma, Dr-Ing. – PUC Minas (Examinador Interno)
Prof. João Roberto Ferreira, Dr. – EFEI (Examinador Externo)
Belo Horizonte, 05 de abril de 2002.

iii
Aos meus pais, Hélio e Amélia Corrêa
Minha esposa Kátia,
Meus filhos Felipe , Gabriel e Bruno
Meus irmãos Dirlene e Demilson ,
Meus sogros Ernani e Márcia,
todos os meus amigos e
principalmente a Deus.

AGRADECIMENTOS
Agradeço ao Prof. Dr. Wisley Falco Sales, pelo seu entusiasmo e apoio no
desenvolvimento deste trabalho e pela sua capacidade de orientar e motivar seus
alunos.
Agradeço ao Engenheiro Antonio Maria de Souza Junior, pelo seu exemplo e
generosidade.Sempre disponível a dar seu apoio técnico e motivacional.
Agradeço a Fiat-GM Powertrain pela oportunidade dada e pelo ajuda na
disponibilização dos meios necessários ao desenvolvimento deste trabalho.
A Sra. Silvana Rizzioli por ser a responsável pela relação Empresa/Escola e ter
através de seu trabalho concretizado o sonho de dezenas de estudantes que
pretendiam continuar seus investimento na área do conhecimento.
Ao Edimilson, Freitas, Álvaro, Aloísio, Josué, José Martins, Márcio , Sérgio,
Adelson e Ronaldo pessoal da UTE 3011 Bloco Motor FIRE e Controle de
Qualidade FIRE, que me ajudaram na realização dos testes práticos e nos
trabalhos de medições.
Aos colegas da Tecnologia de Ferramentas em especial ao Srs. Walter Seppe,
Valério Loschiavo, Luciomar, João André e Guilherme.
Ao Hermano, Edilene e Marcelo pessoal do laboratório Metalúrgico, pela ajuda nos
trabalhos junto ao Microscópio Eletrônico MEV.
E finalmente agradeço a todos aqueles que direta ou indiretamente contribuíram
para a realização deste trabalho.
iv

CORRÊA, D.C., 2002, “Usinabilidade de Mancais Bimetálicos: Influência do
Avanço nos Mecanismos de Desgaste e na Formação de Rebarbas”,
Dissertação de Mestrado, Pontifícia Universidade Católica de Minas Gerais,
Belo Horizonte, MG, Brasil.
Resumo
Este trabalho apresenta a complexidade e as dificuldades de usinagem simultânea
de dois materiais distintos: ferro fundido cinzento GH190 e aço obtido pela
metalurgia do pó (liga Fe-C-Cu). Estes materiais são utilizados no mancal
bimetálico, com objetivo de proporcionar maior rigidez ao conjunto bloco-
virabrequim e portanto, para evitar vibrações e conseqüente rumorosidade. Além
da questão do conforto, a redução de vibração proporciona maior vida útil aos
componentes em questão. A condição bimetálica do mancal traz enormes desafios
ao processo de usinagem, pois o comportamento tribológico para o aço e para o
ferro fundido é diferente dos mancais convencionais fabricados com único material
(mono-metálicos). Assim, tem-se que encontrar uma condição ótima dos
parâmetros de corte que permitam às ferramentas um melhor desempenho
durante a usinagem simultânea dos dois materiais do mancal. Neste trabalho
avaliou-se a usinagem dos mancais no processo de mandrilamento cilíndrico,
utilizando-se de ferramentas de metal duro revestido por nitreto de titânio (TiN) e
de PCBN (Nitreto Cúbico de Boro Policristalino). Variou-se o avanço e manteve-se
fixos os demais parâmetros, como: velocidade e profundidade de corte. Foram
monitorados os desgastes de flanco das ferramentas e os comprimentos das
rebarbas geradas na saída da ferramenta. As superfícies desgastadas foram
analisadas no microscópio eletrônico de varredura e observou-se elevado nível de
adesão, enquanto os mecanismos de desgaste predominantes foram o adesivo,
abrasivo e “attrition”.
Palavras-chave: Mancais bimetálicos, Mandrilamento, PCBN, Metal Duro.
v

CORRÊA, D.C., 2002, “Machinability of Bimetallic Bearings: Influence of the
Feed Rate in Wear Mechanisms and Burr Formation”, Master Dissertation,
Pontifical Catholic University of Minas Gerais, Belo Horizonte, MG, Brazil.
Abstract
This work presents the complexity and difficulties for the simultaneous machining
of two distinct materials: GH190 gray cast iron and steel obtained through powder
metallurgy (Fe-C-Cu alloy). Those materials are used in the bimetallic bearing,
aiming to provide a greater rigidity to the set crankshaft-block, and thus to avoid
vibrations and consequently noise level. Further than the comfort question, the
noise reduction allows a longer life to those components. The bimetallic condition
of the bearing brings big challenges to the machining process, since the tribologic
behavior for steel and for cast iron is different from that of the conventional
bearings, manufactured with just one material (mono-metallic). So, it has to be
found an optimum condition for the cutting parameters which allow the tools a
better performance during the simultaneous machining of the two materials of the
bearing. In this work it has been evaluated the machining of the bearings in the
cylindrical boring process, using cemented carbide tools coated with titanium
nitride (TiN) and PCBN tools. It has been varied the feed rate and the other
parameters kept fixed, such as: cutting speed and depth of cut. The flank wear of
the tools were monitored and the lengths of the burr generated at the exit of the
tool. The worn surfaces were analyzed in an scanning electronic microscope and it
has been observed high levels of adherence, while the predominant mechanisms
of wear were adhesive, abrasive and attrition.
Key words: Bimetallic Bearings, Boring, PCBN, Cemented Carbide.
vi

LISTA DE SÍMBOLOS E ABREVIATURAS
SÍMBOLOS
SÍMBOLOS UNIDADE
xviii
Al2O3 Alumina *
ap Profundidade e corte mm
APC Aresta postiça de corte *
CBN Nitreto cúbico de borro *
CNC Comando numérico computadorizado *
Co Cobalto ...
C Carbono ..... *
Cu Cobre *
ƒ Avanço mm/rev
Fc Força de corte N
Ff Força de avanço N
Fn Força normal N
Fu Força de usinagem N
Fe Ferro N
K Constante da equação expandida de Taylor *
PCBN Nitreto cúbico de boro policristalino *
PCD Diamante policristalino *
Ra Rugosidade aritmética média μm
Rq Rugosidade (root mean square) μm
Rt Rugosidade aritmética maior pico maior vale μm
Wt Ondulação - μm
rc raio de curvatura natural do cavaco mm
Rmáx Rugosidade máxima dentro de um intervalo μm
SiC Carbeto de Silício *
t Tempo s
T Temperatura ºC ou K
T Vida da Ferramenta min
TiC Carbeto de titânio *
TiN Nitreto de titânio *
VBBmáx Máximo desgaste de flanco mm

vc Velocidade de corte m/min
WC Carboneto de Tungstênio *
Wt Ondulosidade μm
* Adimensional
SÍMBOLOS GREGOS
SÍMBOLOS UNIDADE
α0 Ângulo de folga ºGraus
β Ângulo de atrito médio *
β0 Ângulo de cunha ºGraus
γ0 Ângulo de saída ºGraus
εr Ângulo de ponta ºGraus
η Ângulo da direção efetiva de corte ºGraus
λs Ângulo de inclinação ºGraus
μ Coeficiente de atrito de Coulomb *
σ Tensão Normal Kgf/mm 2
σesc Tensão de escoamento Kgf/mm 2
σfav Tensão normal atuante na interface cavaco-ferramenta Kgf/mm 2
σt Limite de resistência Kgf/mm 2
τ Tensão tangencial (cisalhante) Kgf/mm 2
τst Tensão cisalhante na região de aderência mm
φ Ângulo de cisalhamento do plano primário ºGraus
ϕ Ângulo da direção de avanço ºGraus
χr Ângulo de posição ºGraus
xix

ABREVIATURAS
ABNT............................................Associação Brasileira de Normas Técnicas.
ASM………………………………..American Society for Metals.
ASTM………………………………American Society for Testing Materials.
ISO…………………………………International Organization for Standardization.
xx

LISTA DE FIGURAS
Figura 2.1 Exemplos de Mandris com Insertos (ferramentas) já montados........6
Figura 2.2 Microestrutura do Ferro Fundido Cinzento lamelar GH 190...............9
Figura 2.3 Tambor rotativo.................................................................................15
Figura 2.4 Processo de Compactação Metalurgia do Pó...................................16
Figura 2.5 Forno para sinterização....................................................................17
Figura 2.6 Cunha de Corte de uma Ferramenta................................................21
Figura 2.7 Geometria de uma ferramenta de corte............................................21
Figura 2.8 Ângulos de uma ferramenta..............................................................23
Figura 2.9 Mandril apoiado em buchas.............................................................24
Figura 2.10- Ferramentas de Metal Duro Revestidas...........................................30
Figura 2.11- Estrutura cúbica hexagonal ..............................................................32
Figura 2.12- Esquema de Brasagem ....................................................................33
Figura 2.13- Dureza e Resistência à Abrasão do PCBN e de...............................35
Alguns materiais de ferramentas
Figura 2.14- CBN já na forma de inserto .............................................................36
Figura 2.15- Plaquetas de PCBN..........................................................................36
Figura 2.16- Exemplos de Corte Ortogonal...........................................................37
Figura 2.17- Representação de um corte ortogonal................ .............................37
Figura 2.18- Diagrama esquemático da cunha de corte ......................................38
xi

Figura 2.19- Zonas de cisalhamento primária e secundária ................................39
Figura 2.20- Formação do cavaco ........................................................................40
Figura 2.21- Exemplos de quebra-cavacos ..........................................................42
Figura 2.22- Mecanismos e processos de desgastes que ocorrem .....................44
nas ferramenta de corte
Figura 2.23- Localização dos principais tipos de desgastes em uma .................51
ferramenta de corte
Figura 2.24- Curva representativa da evolução do desgaste de...........................53
flanco de uma ferramenta
Figura 2.25- Parâmetros utilizados para medir os desgastes das........................55
ferramentas de corte
Figura 2.26- Formação da rebarba .......................................................................57
Figura 2.27- Planos de cisalhamentos primário, negativo e ponto........................61
de pivotamento
Figura 2.28- Textura de uma superfície mostrando a combinação dos ...............61
efeitos de (A) rugosidade, (B) ondulações e (C) erro de forma
Figura 2.29- Parâmetros que definem o acabamento superficial..........................62
a)Rugosidade Superficial; b) Ondulações; c)Marcas de avanço;
d) Falhas
Figura 2.30- Parâmetro Ra para medir o acabamento superficial.........................63
Figura 2.31- Aresta postiça de corte APC.............................................................68
Figura 2.32- Variação da geometria da APC com a velocidade de corte..............69
Figura 2.33- Variação das dimensões da APC com a velocidade de corte ..........69
apresentando também a velocidade critica
xii

Figura 3.1 Transferta Comau.............................................................................71
Figura 3.2 Barra de Mandrilamento...................................................................72
Figura 3.3 Sistema de fixação dos insertos no pré-acabamento.......................74
Figura 3.4 Sistema de ajuste da altura dos insertos no pré-acabamento..........74
Figura 3.5 Sistema de fixação e regulagem por cápsula micrométrica..............75
Figura 3.6 Bloco motor em ferro fundido cinzento GH 190 (parte superior)......77
Figura 3.7 Microestrutura do Ferro Fundido Cinzento lamelar GH 190.............78
Figura 3.8 Detalhe da parte fabricada pela metalurgia do pó, do mancal..........79
bimetálico.
Figura 3.9 Mancal inferior em alumínio..............................................................80
Figura 3.10 Inserto de metal duro, com quebra cavacos.....................................82
Figura 3.11 Inserto de PCBN...............................................................................83
Figura 3.12 Região do aparecimento das rebarbas nos mancais........................84
Figura 3.13 Dimensões da rebarba......................................................................86
Figura 3.14 Microscópio ótico OMNIS para avaliação do desgaste.....................88
Figura 3.15 Rugosímetro Taylor Hobson, modelo Surtronic 3+...........................89
Figura 4.1 Evolução do VBBmáx das 1ª s ferramentas no pré-acabamento .........91
com relação a variação do avanço (f)
Figura 4.2 Evolução do VBBmáx das 2ª s ferramentas no pré-acabamento .........93
com relação a variação do avanço (f)
Figura 4.3 Superfície de uma ferramenta de metal duro nova...........................95
Figura 4.4 Análise química da superfície ferramenta de metal duro nova.........96
xiii

Figura 4.5 Ferramenta de metal duro, evidências de Abrasão..........................97
Figura 4.6 Ferramenta metal duro, evidências de Abrasão...............................97
Figura 4.7 Material aderido à superfície do metal Duro.....................................98
Figura 4.8 Material aderido sobre superfície do metal duro...............................98
Figura 4.9 Evidências de arrancamento de grão da ferram. metal duro............99
Figura 4.10 Evidencias de adesão e arrancamento sobre a superfície de .........99
saída da ferramenta de metal duro.
Figura 4.11 Evidências de Adesão sobre a aresta principal de.........................100
corte e abrasão na superfície de folga.
Figura 4.12 Superfície de folga desgastada da ferramenta de metal duro........100
evidência de Abrasão e material aderido.
Figura 4.13 Análise química da região geral da ferramenta de metal................101
duro fora da área em que se encontra o material aderido.
Figura 4.14 Análise química da região de adesão evidenciada na fig.4.12.......102
ferramenta de PCBN.
Figura 4.15 Evidências de adesão sobre a aresta principal de corte.................103
e região de saída da ferramenta
Figura 4.16 Análise química fora da região evidenciada por adesão.................103
(Fig.4.15) e sobre a superfície de saída da ferramenta metal duro.
Figura 4.17 Análise química sobre o material aderido (Fig.4.15).......................104
na superfície de saída da ferramenta de metal duro.
Figura 4.18 Evolução do VBBmáx das 1ª s ferramentas na operação...................107
de acabamento com relação a variação do avanço (f).
Figura 4.19 Evolução do VBBmáx das 2ª s ferramentas na operação...................108
de acabamento com relação a variação do avanço (f).
xiv

Figura 4.20 Um modelo simples de desgaste adesivo e interação....................109
com a camada aderida à superfície de saída da ferramenta.
Figura 4.21 Evidências de asperezas e cavidades na superfície .....................111
de saída da ferramenta de PCBN desgastada.
Figura 4.22 Superfície de folga da ferramenta de PCBN desgastada ..............112
com evidencias de abrasão
Figura 4.23 Superfície de saída e chanfro desgastados da...............................112
ferramenta de PCBN
Figura 4.24 Desgaste por abrasão da superfície de saída da ...........................113
ferramenta de PCBN
Figura 4.25 Superfície principal de folga da ferramenta de................................113
PCBN apresentando adesão de Fe.
Figura 4.26 Análise química da superfície de folga principal.............................114
da ferramenta de PCBN desgastada.
Figura 4.27 Vistas do mancal bimetálico e das rebarbas formadas...................115
na saída da ferramenta
Figura 4.28 Rebarbas formadas no mancal bimetálico......................................116
Figura 4.29 Evolução do comprimento da rebarba lado ferro fundido...............116
em função do nº de peças produzidas e do avanço (pré-
acabamento).
Figura 4.30 Evolução do comprimento da rebarba lado do ...............................117
ferro fundido em função do nº de peças produzidas e do avanço
(acabamento).
Figura 4.31 Evolução do comprimento da rebarba no mancal para a ...............118
liga Fe-C-Cu, em função do nº de peças produzidas e do avanço.
xv

Figura 4.32 Evolução do comprimento de rebarba mancal para .......................119
a liga Fe-C-Cu, em função do avanço e do nº de peças produzidas.
Figura 4.33 Comprimento da rebarba em função do nº de peças .....................120
produzidas com o avanço no pré-acabamento.
Figura 4.34 Comprimento da rebarba em função do nº de peças......................120
produzidas com o avanço no pré-acabamento
Figura 4.35 Comprimento da rebarba em função do nº de................................121
peças produzidas com o avanço no pré-acabamento.
Figura 4.36 Comprimento da rebarba em função do nº de peças .....................121
produzidas com o avanço no acabamento.
Figura 4.37 Comprimento da rebarba em função do nº de peças .....................122
produzidas e tipo de avanço no acabamento.
Figura 4.38 Evolução do parâmetro superficial Ra na usinagem........................123
de pré-acabamento.
Figura 4.39 Evolução do parâmetro superficial Rq na usinagem de ..................124
pré acabamento
Figura 4.40 Evolução do parâmetro superficial Ra após usinagem ...................124
de acabamento
Figura 4.41 Evolução do parâmetro superficial Rq após usinagem ...................125
de acabamento
xvi

LISTA DE TABELAS
Tabela 1.1.- Estado atual da produtividade real e a prevista no projeto ..................3
Tabela 2.1. - Propriedades Mecânicas dos Ferros Fundidos Cinzentos ...............11
(EB 126 da ABNT) (Chiaverini,1984).
Tabela 2.2 -Velocidade de corte recomendadas para o Torneamento ..................14
de ferro fundido cinzento (Trent ,1991)
Tabela 2.3 – Tabela dos metais duros...................................................................29
Tabela 2.4 – Tabela de afinidades químicas.........................................................47
Tabela 3.1- Composição química do Ferro Fundido Cinzento Lamelar................77
Tabela 3.2. Composição química do aço obtido pela metalurgia do pó.................80
Tabela 3.3 - Evolução do diâmetro ao longo do processo de usinagem................81
Tabela 3.4.- Parâmetros utilizados nos ensaios da estação de pré-acabamento..85
Tabela 3.5 - Parâmetros utilizados nos ensaios da estação de acabamento.........85
xvii

SUMÁRIO
1- INTRODUÇÃO.....................................................................................................1
2- REVISÃO BIBLIOGRÁFICA................................................................................5
2.1 - PROCESSO DE USINAGEM.....................................................................5
2.1.1 - Processo de Mandrilamento............................................................6
2.2 - O FERRO FUNDIDO..................................................................................7
2.2.1 - Ferro Fundido Cinzento ..................................................................9
2.2.2 - Usinabilidade do Ferro Fundido.....................................................11
2.2.3 - Aplicação do Ferro Fundido na Indústria Automobilística.............14
2.3 - METALURGIA DO PÓ ...........................................................................15
2.3.1 - Metalurgia do Pó – Etapas do Processo de Fabricação................15
2.3.2 - Mancais obtidos pela Metalurgia do Pó.........................................17
2.3.3 - Usinabilidade de Materiais obtidos pela Metalurgia do Pó............18
2.4 - FERRAMENTAS DE CORTE..................................................................19
2.4.1 - Geometria da Ferramenta.............................................................20
2.4.2 - Ângulos de uma Ferramenta de Corte...........................................21
2.4.3 - Ferramentas de Corte Usadas no Mandrilamento.........................23
2.4.4 - Material de Ferramentas................................................................24
2.5 - A FORMAÇÃO DO CAVACO E SUAS INFLUÊNCIAS... .......................36
2.5. 1- Os Mecanismos de Formação do Cavaco ......................................36
2.5.2 - Tipos e Formas de Cavacos............................................................40
vii

2.5.3 - Quebra Cavaco.................................................................................41
2.6 - DESGASTE E VIDA ÚTIL DE UMA FERRAMENTA DE CORTE...........42
2.6.1- Processos e Mecanismos de Desgaste das Ferramentas de Corte..43
2.6.2 - Formas de desgastes.......................................................................51
2.6.3 - Critérios para medição de desgaste de uma ferramenta..................54
2.7 - FORMAÇÃO DE REBARBAS EM PROCESSOS DE USINAGEM.........55
2.7.1 - Mecanismos de formação de Rebarbas...........................................56
2.7.2 - Tipos de Rebarbas...........................................................................57
2.7.3 - Rebarbas de Saída “Roll-over burr”.................................................58
2.7.4 - Quebra da lateral da peça - Breakout ..............................................59
2.8 - ACABAMETO SUPERFICIAL .................................................................61
2.8.1 - Rugosidade Superficial ....................................................................62
2.8.2 - Ondulações.......................................................................................64
2.8.3 - Marcas de avanço............................................................................64
2.8.4 - Falhas na Superfície.........................................................................64
2.8.5 - Efeitos de alguns parâmetros de usinagem no acabamento ...........64
superficial
2.9 - ARESTA POSTIÇA DE CORTE..............................................................67
3 - PROCEDIMENTOS EXPERIMENTAIS............................................................70
3.1 - COMENTÁRIOS INICIAIS .......................................................................70
3.2.- CARACTERÍSTICAS DO MAQUINÁRIO ................................................71
3.3.- CARACTERÍSTICAS DA BARRA DE MANDRILAR...............................73
viii

3.3.1 - Barra de Mandrilar da Operação de Pré-Acabamento..................73
3.3.2 - Barra de Mandrilar da Operação de Acabamento.........................75
3.4. - CARACTERÍSTICAS DO FLUIDO DE CORTE UTILIZADO..................75
3.5. - MATERIAL DO MANCAL BIMETÁLICO................................................76
3.5.1.- Material do Bloco Motor.................................................................76
3.5.2 - Material do Mancal Inferior............................................................78
3.5.3.- Características dimensionais do Mancal Bimetálico......................81
3.6 -MATERIAL DAS FERRAMENTA.............................................................81
3.6.1 - Insertos usados no pré-acabamento.............................................81
3.6.2 - Pastilha de PCBN utilizada no acabamento..................................82
3.7. - METODOLOGIA UTILIZADA NOS ENSAIOS EXPERIMENTAIS..........83
3.7.1 - Definição do lote padrão ...............................................................83
3.7.2 -Definição dos Parâmetros de Corte Usados nos Ensaios..............84
3.7.3 - Profundidade de Corte (ap)............................................................86
3.7.4 - Metodologia de Acompanhamento dos Ensaios Experimentais....86
3.7.5 - Medição do Comprimento da Rebarba Gerada.............................86
3.7.6 - Medição do Desgaste da Ferramenta de Corte.............................87
3.7.7 - Medição dos parâmetros de rugosidade Ra e Rq ..........................88
4 - RESULTADOS E DISCUSSÕES......................................................................90
4.1 - USINAGEM DE PRÉ-ACABAMENTO – ANÁLISE DO DESGASTE ..91
DE FLANCO (VBBMÁX)
4.1.1- Avaliação do Desgaste de Flanco das 1ª s Ferramentas do ...........91
ix

Pré-acabamento em relação a variação do avanço (f)
4.1.2 - Avaliação do Desgaste de Flanco das 2ª s Ferramentas do ..........93
Pré-acabamento em relação a variação do avanço (f)
4.1.3 - Análise dos mecanismos de Desgastes sobre o metal duro.........95
4.2 - USINAGEM DE ACABAMENTO – ANÁLISE DO DESGASTE .........106
DE FLANCO (VBBMÁX)
4.2.1 - Avaliação do Desgaste de Flanco das 1ª s Ferramentas do .......106
acabamento em relação a variação do avanço (f).
4.2.2 - Avaliação do Desgaste de Flanco das 2ª s Ferramentas do ........108
acabamento em relação a variação do avanço (f).
4.2.3 -Análise dos mecanismos de Desgastes.......................................109
4.3 - ANÁLISE DO COMPRIMENTO DAS REBARBAS.............................115
4.3.1 - Análise do comprimento da rebarba Lado Ferro Fundido...........116
4.3.2 - Análise do comprimento da rebarba Lado liga Fé-C-Cu..............118
4.3.3 - Comparação dos comprimentos das rebarbas para....................120
os dois materiais
4.3.4 - Análise dos parâmetros de rugosidade Ra e Rq..........................123
5 - CONCLUSÕES...............................................................................................127
6 - SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS.............................................129
7 - REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS...............................................................130
x

Capítulo 1
INTRODUÇÃO
O mercado automobilístico é um dos ramos mais competitivos da economia
mundial. Atualmente os fabricantes não disputam mais fatias de mercado e sim
nichos mercadológicos e competem ferozmente por pontos de participação no
mercado regional e global. O sucesso das empresas depende do entendimento
das necessidades de seus clientes, pois o poder de escolha está na mão dele,
portanto, nada mais justo do que “encantá-lo”. Para isto, são necessários
mecanismos que permitam o conhecimento de suas necessidades e o grau de
satisfação com relação ao que lhe é oferecido. As empresas automobilísticas
contratam empresas especializadas em pesquisas de mercado para
entrevistarem seus clientes.
Através de uma metodologia específica, a pesquisa permite conhecer os
problemas que eles perceberam no produto comprado e também fornece o seu
grau de insatisfação com a compra realizada. Esta pesquisa permite também
uma comparação entre marcas, o que favorece o Benchmarketing entre as
empresas do setor. O resultado das pesquisas permitiu que a Fiat Automóveis
S.A. percebesse que uma das principais queixas do consumidor brasileiro
estava ligada ao problema da rumorosidade veicular. O consumidor brasileiro
de automóveis é extremamente exigente, inclusive mais do que os
consumidores Americanos e Europeus. Isto se deve em parte pelo grande
envolvimento emocional dele quando da aquisição de um carro novo, o que
para a maioria das pessoas representa um sonho de consumo.
Portanto, diminuir a rumorosidade veicular daria a Fiat Automóveis uma
vantagem competitiva no mercado. Dentro desta ótica, a Fiat–GM Powertrain
Ltda, grupo formado pela Fiat Automóveis S.A. e a General Motors Corporation,
projetou para seu Motor FIRE o Mancal Bimetálico, a fim de proporcionar maior
rigidez ao conjunto bloco-virabrequim e, portanto, para evitar vibrações e
conseqüente rumorosidade. Além da questão do conforto, tal redução de
vibração proporciona maior vida útil aos componentes em questão, sendo
1

Introdução 2
importante lembrar que o mancal é uma peça sujeita a elevadas solicitações
mecânicas provocadas pelo movimento do eixo virabrequim.
O mancal bimetálico possui duas características particulares: a primeira é uma
estrutura dimensional muito mais reforçada do que os mancais comuns,
enquanto a outra é sua característica bimetálica, sendo metade em ferro
fundido GH190 e metade em aço (liga Fe-C-Cu) obtido pela metalurgia do pó.
A condição bimetálica do mancal traz enormes desafios ao processo de
usinagem, pois o comportamento tribológico para o aço e para o ferro fundido é
diferente dos mancais convencionais fabricados com único material (mono-
metálicos). Assim, tem-se que encontrar uma condição ótima dos parâmetros
de corte que permitam às ferramentas um melhor desempenho durante a
usinagem simultânea dos dois materiais do mancal.
O mancal bimetálico chega à linha de usinagem com seu primeiro ciclo de
desbaste já realizado. Internamente serão realizadas mais três operações de
usinagem, que são: pré-acabamento, acabamento e brunimento.
Hoje, são encontrados os seguintes problemas na usinagem deste mancal:
a) Elevado desgaste das ferramentas de corte, o que provoca um custo de
ferramentas muito superior ao previsto no projeto e conseqüente perda de
mão de obra pelo maior número de ajustagens (set-up`s) necessárias;
b) Problemas de qualidade, gerados pela presença de rebarbas na saída do
mancal, que provoca o mau assentamento das buchas (bronzinas) e
conseqüente travamento do eixo virabrequim. Provoca também desgaste
prematuro da bronzina e contaminação do óleo de lubrificação;
c) Problemas de produtividade, pois o excesso de troca de ferramenta por
desgaste prematuro é decisivo para a queda de produtividade da operação.
Outro fator é a presença da rebarba remanescente no mancal, que pode
atrapalhar e/ou impedir o correto funcionamento do sistema de
posicionamento e fixação da máquina posterior, denominado na fábrica por
blocagem, causando excesso de alarmes e consecutiva perda de produção.
A Tabela 1.1 mostra os valores de produtividade atualmente praticados e o
previsto no projeto (baseados em experiências obtidas em mancais mono-

Introdução 3
metálicos) e principalmente, as perdas que devem ser reduzidas
drasticamente.
Tabela 1.1. Estado atual da produtividade real e a prevista no projeto.
Inserto Classe
SPMR
090308
UC6010
SPGN
070208
BN600
Metal
Duro
Produção
por aresta
(Prevista)
Produção
por aresta
(Real)
Diferença
Erro Relativo
Percentual
800 250 - 550 68,75
PCBN 1500 350 - 1150 76,67
Já que esta operação é extremamente problemática no chão-de-fábrica, este
trabalho tem por objetivo avaliar, por meio de ensaios experimentais, a
influência dos parâmetros de cortes nos resultados de qualidade e
produtividade da usinagem do mancal bimetálico do Motor Fire 16 Válvulas,
buscando identificar os mecanismos de desgastes dominantes, a evolução do
comprimento das rebarbas, a qualidade dimensional e superficial da peça e
vida útil da ferramenta. Com isto, espera-se entender os fenômenos que
ocorrem nesta operação e assim poder propor soluções, embasadas
cientificamente para otimizar o processo e tentar reduzir os seus custos.
Serão avaliados dois diferentes materiais de ferramentas: o primeiro, de Metal
Duro, utilizado na usinagem de pré-acabamento e o segundo, o PCBN, usado
na usinagem de acabamento. Para cada um destes processos tem-se a ação
de duas ferramentas de corte que trabalham de forma consecutiva. Todo o
trabalho experimental foi desenvolvido no chão-de-fábrica, na linha de
produção. Procurou-se variar o avanço, que talvez seja dentre os demais, o
parâmetro mais influente na formação de rebarbas e na quebra da extremidade
da peça na saída da ferramenta, fenômeno denominado por breakout e no
chão-de-fábrica por desbarrancamento. Fez-se variações em torno do valor
médio atualmente utilizado e especificado pelos fabricantes das ferramentas,
avaliando-se a variação dos parâmetros investigados nos requisitos de projeto.

Introdução 4
Neste capitulo, denominado por Capítulo 1, é realizada a introdução ao tema
do projeto e fornecido uma primeira compreensão ao leitor, da importância da
usinagem em questão, apresentando os principais problemas e
conseqüentemente as oportunidades de melhoria.
No Capítulo 2, apresenta-se a “Revisão Bibliográfica” do assunto, na qual
serão abordados os temas sobre Mandrilamento de Mancais, Ferro Fundido
Cinzento, Materiais Obtidos pela Metalurgia do Pó, Mecanismos de Formação
de Rebarbas, Mecanismos de Desgastes das Ferramentas de Corte,
Topografia da Superfície (Ra e Rq) e por último, Materiais de Ferramentas de
Corte (Metal Duro e PCBN). Neste capítulo será possível um melhor
entendimento sobre as variáveis que influenciam o processo de usinagem do
mancal bimetálico.
No Capítulo 3, apresenta-se os “Procedimentos Experimentais”, onde são
detalhadas as lógicas utilizadas para realização dos testes, os equipamentos
para realização dos experimentos, o método e os equipamentos utilizados para
as medições dos parâmetros investigados.
No Capítulo 4, são apresentados e discutidos os resultados dos testes
experimentais realizados no desbaste (Metal Duro) e acabamento (PCBN),
onde se espera observar a influência do avanço (f) nos resultados de desgaste
da ferramenta, no comprimento da rebarba e no acabamento superficial Ra e
Rq.
No Capítulo 5, apresenta-se a conclusão obtida do trabalho.
No Capítulo 6, apresenta-se algumas sugestões para futuros trabalhos,
objetivando complementar esta dissertação e possibilitar melhor compreensão
do comportamento de outras variáveis do processo, não avaliadas neste
trabalho e suas influências na usinagem de mancais bimetálicos.
No Capítulo 7, apresenta-se as “Referências Bibliográficas” que deram suporte
técnico-científico ao desenvolvimento da dissertação.

Capítulo 2
REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
Este capítulo pretende fornecer ao leitor, informações e conceitos sobre os
elementos que de alguma forma influenciam e modificam os resultados do
processo de mandrilamento de mancais bimetálicos, fabricados em ferro
fundido cinzento GH 190 e aço obtido pela metalurgia do pó, tais como,
processo de usinagem, material da peça, material da ferramenta, parâmetros
de corte, formação de rebarbas, desgaste e mecanismos de desgaste e
topografia da superfície. Este capítulo proporcionará um conhecimento de base
suficiente para entender os resultados e comentários dos capítulos seguintes:
Procedimentos Experimentais, Análise de Resultados e Conclusões.
2.1. O Processo de Usinagem
Um processo de fabricação com remoção de cavaco é definido pela literatura
como usinagem e este é o processo mais popular do mundo, transformando
em cavacos algo em torno de 10 % de toda a produção de metais e
empregando dezenas de milhões de pessoas em todo o mundo (Ferraresi,
1977, Shaw, 1984, Machado e Da Silva, 1999 e Trent,1991).
Apesar de popular, o processo de usinagem é bastante imprevisível. É
extremamente complexo determinar as suas condições ideais de corte, pois
estas dependem de um grande número de variáveis e as principais são:
materiais da ferramenta e da peça, geometria da ferramenta, parâmetros de
corte (velocidade, avanço e profundidade de corte), fluido de corte, processo de
usinagem e características da máquina ferramenta.
Portanto, a usinagem é necessariamente um processo essencialmente prático
envolvendo um grande número de variáveis. Shaw (1984) resume o problema
da seguinte forma: “....É praticamente impossível PREVER a performance no
corte dos metais. Entretanto, isto não quer dizer que estudos detalhados dos
processos de usinagem não tem valor. Cada ponto fundamental que é
detalhadamente interpretado contribui para o entendimento do processo, e
entendimento é o passo mais próximo da capacidade de prever”.
5

Revisão Bibliográfica 6
2.1.1. O Processo de Mandrilamento
O mandrilamento é um processo mecânico de usinagem de superfície de
revolução, com auxílio de uma ou mais ferramentas de corte. Normalmente o
mandrilamento consiste em realizar o alargamento de uma câmara cilíndrica ou
um “furo” afim de levá-lo à medida desejada (Metals Handbook, 1989). Nessa
operação, a ferramenta de corte é fixada a uma barra de mandrilar também
chamada de mandril (Fig. 2.1) em um certo ângulo, determinado pela operação
a ser realizada. Dependendo do trabalho a ser realizado, o mandrilamento
pode ser cilíndrico, cônico, radial ou esférico, conseqüentemente produzindo
superfícies cilíndricas ou cônicas.
Inserto
Figura 2.1.- Exemplos de mandris com insertos (ferramentas de cortes) já
montados.
O mandrilamento possui analogia com o torneamento, pelo fato de que a
ferramenta de corte retira material segundo uma trajetória helicoidal, porém no
caso do mandrilamento quem gira é a ferramenta de corte e não a peça como
no torneamento.
Inserto
Uma atenção especial deve ser dada ao mandril, porque ele é extremamente
importante para a obtenção da precisão da usinagem realizada. Este deve ser
perfeitamente concêntrico, rígido, balanceado e resistente ao desgaste.

Revisão Bibliográfica 7
2.2. O Ferro Fundido
O Ferro Fundido é uma liga de ferro-carbono com porcentagem de carbono
acima de 2%, contendo ainda outros elementos de liga como o silício, o
manganês , o fósforo e o enxofre, além do níquel, cromo, molibdênio e cobre.
O carbono está presente na forma de carboneto (principalmente a cementita) e
carbono livre (grafite). A grafita presente na microestrutura dos ferros fundidos
contribui para a boa usinabilidade, tanto pelo fator lubrificação da ferramenta
quanto pela descontinuidade que produz na microestrutura e com isto, a
ruptura do cavaco em pequenos segmentos, independente do processo de
usinagem.(Ferraresi, 1977)
O teor de cementita e/ou grafite depende parcialmente da quantidade de outros
elementos presentes na liga. Por exemplo um ferro fundido com alto silício,
níquel, alumínio e cobre apresentará muito carbono livre (grafite) que auxiliam
na usinabilidade e quase nenhuma cementita (carboneto), Já o cromo, cobalto,
manganês, molibdênio e vanádio são formadores de carbonetos sendo que os
carbonetos são prejudiciais a usinabilidade do ferro fundido pois são partículas
muito duras (acima de HV 2000) e abrasivas. O enxofre também é utilizado nos
ferros fundidos para melhorar a usinabilidade, porém o elemento mais
importante nesta busca é o silício.
Os principais tipos de Ferros Fundidos são (Chiaverini, 1984, Santos, 1999 e
Souza Jr, 2001):
• Ferro Fundido Cinzento: É composto de 2,5% a 4% de carbono e 1,0%
a 3% de silício, sendo que o carbono se apresenta na estrutura livre
(grafite) ou no estado combinado (cementita). Este será mais detalhado
adiante no próximo item desta dissertação.
• Ferro Fundido Nodular: Nestes o grafite está presente na forma livre de
grafita esferoidal . A estrutura normal do ferro nodular no estado fundido é
constituída de matriz perlítica com grafita esferoidal. No tratamento
térmico usual decompõem-se a cementita, produzindo ferrita e mais
grafita esferoidal. As principais características são a ductilidade,
tenacidade e resistência mecânica. O limite de escoamento é o mais
elevado dos ferros fundidos, sendo até maior que o do aço. A grafita na

Revisão Bibliográfica 8
forma esferoidal é obtida pela adição de elementos no metal fundido
como magnésio , e nodulizantes à base de níquel. Devido a sua excelente
resistência a fadiga, o ferro fundido nodular é altamente recomendável
para peças críticas como virabrequim de compressores, buchas de haste
de válvulas, carcaça de turbo alimentadores, etc.
• Ferro Fundido Branco: O carbono na estrutura se apresenta no estado
combinado Fe3C. O carbono determina a quantidade de grafita na
estrutura e o silício é essencialmente o elemento grafitizante.
Dependendo do teor de silício, o ferro fundido tende para o Cinzento ou
para o Branco. A produção da cementita eleva a dureza e a resistência ao
desgaste e consequentemente abaixa a usinabilidade. O manganês e o
enxofre na liga funcionam como elementos estabilizadores do Fe3C
enquanto o níquel, garante a presença de uma estrutura com grafita. As
principais aplicações são para equipamentos de manuseio de terra,
mineração, moagem, rodas de vagões, cilindros coquilhados, etc.
• Ferro Fundido Maleável: É o ferro fundido branco após passar por um
processo de tratamento térmico chamado maleabilização, que lhe
proporcionada maior tenacidade, característica esta que se aliada à boa
resistência a tração, dureza, resistência a fadiga e resistência ao
desgaste, lhe permite abranger importantes aplicações industriais. A
maleabilização transforma parte ou o total do carbono combinado em
grafita.
• Ferro Fundido Mesclado: É a combinação entre o ferro fundido branco e
ferro fundido cinzento.

Revisão Bibliográfica 9
2.2.1. Ferro Fundido Cinzento
Segundo a ABIFA (Associação Brasileira Industrias Fabricante de Aço), oitenta
e cinco por cento da produção total de peças fundidas é de ferro fundido
cinzento. Grande parte destas peças produzidas passa pela processo de
usinagem, o que determina uma grande importância no estudo da usinabilidade
deste material (Santos,1999).
Como dito anteriormente o ferro fundido cinzento se caracteriza pela presença
de carbono livre na forma de grafita (Fig.2.2), e pela sua distribuição e
dimensões, que os veios de grafita se apresentam. Suas propriedades
principais são resistência a tração e a compressão e dureza. Estas
propriedades dependem fundamentalmente da composição química e da
velocidade de resfriamento no processo de fundição.
Figura 2.2.- Microestrutura do Ferro Fundido Cinzento lamelar GH 190.
Dentre os tipos de ferro fundido, o cinzento se destaca pelas seguintes
características: fácil fusão e modelagem, boa resistência mecânica, excelente
usinabilidade, boa resistência ao desgaste e boa capacidade de
amortecimento.

Revisão Bibliográfica 10
Os elementos de liga influenciam as características do ferro fundido, conforme
explicado abaixo:
• O silício, alumínio, níquel, cobalto e titânio, tendem a decompor a
cementita, ou seja, são elementos grafitizantes;
• O manganês, molibdênio e o vanádio, tendem estabilizar os carbonetos,
ou seja, retardam a formação da grafita;
• Cromo e vanádio aumentam a resistência à tração;
• O cromo e o molibdênio aumentam a resistência à ruptura transversal,
propriedade relacionada a tenacidade à fratura;
• O níquel é um elemento grafitizante e atua no sentido de melhorar a
resistência e a tenacidade à temperaturas elevadas e;
• O estanho atua como elemento estabilizador da perlita.
Visando obter propriedades específicas para o ferro fundido, utiliza-se com
freqüência o tratamento térmico de alívio de tensões ou envelhecimento
artificial, que na prática consiste em aquecer a peça de ferro fundido a uma
temperatura inferior a faixa de transformação da perlita em austenita, durante
um tempo determinado. Admite-se que a redução de tensões ocorre devido ao
rebaixamento do limite elástico do material à medida que ele se aquece
ocorrendo deformações plásticas.
Na Tabela 2.1 mostra-se a classificação do ferro fundido adotada pela ABNT,
sendo que as iniciais FC são seguidas de dois algarismos que determinam o
limite mínimo de resistência a tração em Kgf/mm 2 .

Revisão Bibliográfica 11
Tabela. 2.1-. Propriedades Mecânicas dos Ferros Fundidos Cinzentos (EB 126
da ABNT) (Chiaverini,1984).
Diâmetro da barra de ensaio
Limite mínimo de
Classe
(mm)
resistência a tração
Estado Bruto
de fusão
Usinada Kgf/mm 2
MPa
FC10 30 20 10 100
FC15
FC20
FC25
FC30
FC35
FC40
2.2.2. Usinabilidade do Ferro Fundido
13 8 23 230
20 12.5 18 180
30 20 15 150
45 32 11 110
13 8 28 270
20 12.5 23 230
30 20 20 200
45 32 16 160
13 8 33 320
20 12.5 28 270
30 20 25 250
45 32 21 210
20 12.5 33 320
30 20 30 290
45 32 26 260
20 12.5 28 370
30 20 35 340
45 32 31 300
30 20 40 390
45 32 36 360
Segundo Trent (1991) e Machado e Da Silva (1999), usinabilidade pode ser
entendida de uma forma geral, como o grau de dificuldade de se usinar um
determinado material, levando-se em consideração grandezas mensuráveis
tais como: vida da ferramenta, acabamento superficial da peça, os esforços de
corte envolvidos, temperatura de corte, produtividade, características do
cavaco, taxa máxima de remoção de material. Portanto, o material pode ter boa

Revisão Bibliográfica 12
usinabilidade em relação a algumas características e usinabilidade baixa
quando se leva em consideração outras características. A usinabilidade
depende do estado metalúrgico da peça, da dureza, das propriedades
mecânicas do material, de sua composição química, das operações anteriores
efetuadas sobre o material, e também das condições que não são intrínsecas
ao material tais como: condições de refrigeração, rigidez da máquina-
ferramenta, tipo de usinagem, condições de entrada e saída da ferramenta
entre outros.
O ferro fundido cinzento é considerado um material de boa usinabilidade,
sendo que as forças de cortes requeridas são relativamente baixa, a taxa de
remoção de material é alta e a taxa de desgaste da ferramenta é considerada
baixa. A superfície gerada é um tanto fosca, mas ideal para o escorregamento
(Chiaverini, 1984, Trent, 1991 e Santos, 1999). Os cavacos produzidos são
descontínuos em forma de lascas, que não apresentam problemas sérios de
controle. Um problema relacionado a usinagem do ferro fundido cinzento é as
partículas finas de grafita que são lançadas ao ar, que exige o uso de
equipamento de proteção nasal pelo operário, pois este pó inalado dirige-se
diretamente aos pulmões dos funcionários. Este problema diminui, quando a
operação é realizada a baixas velocidades ou com aplicação de fluido
refrigerante. Em geral, a usinagem do ferro fundido no desbaste e no
acabamento é de custo relativamente baixo.
Os principais problemas encontrados na usinagem do ferro fundido e
relacionados ao processo de sua fundição é a presença de areias (SiO2)
provenientes dos moldes de fundição. Este óxido é abrasivo e acelera o
desgaste da ferramenta de corte. Outro problema é relacionado com as
variações dimensionais provocadas por desgastes dos moldes ou variações
volumétricas no resfriamento devido a contrações e expansões
Segundo Marcondes, (1990), as ferramentas mais utilizadas para este material
são as de Metal Duro (WC+Co) da classe K e a vida útil é geralmente limitada
por desgaste de flanco, porém, os ferros fundidos cinzentos promovem menor
vida útil às ferramentas de metal duro que os ferros fundidos nodulares (Mills e
Redford, 1983). Porém, em determinadas operações de usinagem e tipos de
máquinas, pode ser utilizada as cerâmicas (Al2O3 + TiC), os aços rápidos e

Revisão Bibliográfica 13
mais recentemente o PCBN (Souza, 2002). A usinagem com cerâmica mista é
mais utilizada quando se deseja um excelente acabamento superficial e uma
melhor estabilidade dimensional. Resultados positivos foram alcançados
quando se utilizou ferramentas de cerâmica a base de alumina (Al2O3) e a base
de nitreto de silício (Si3N4) na usinagem de torneamento (Ezugwu e Wallbank,
1988). Na Tabela 2.2 mostra-se três tipos de ferramentas de corte indicados
para o torneamento de ferro fundido cinzento (Trent,1991).
Em baixas velocidades de corte o mecanismo predominante de desgaste é o
attrition, a falta de regularidade no fluxo de saída do cavaco em pequenos
segmentos, sobre a superfície de saída da ferramenta, promove uma condição
propícia para a ocorrência do desgaste por attrition. Ocorre também a formação
de uma APC mais estável do que quando se usina aços. Em elevadas
velocidades de corte e conseqüentemente, elevadas temperaturas na interface
cavaco-ferramenta, a APC desaparece e a cratera e o desgaste de flanco se
desenvolvem por difusão (Trent,1991 e Machado e Da Silva, 1999).
Ferramentas de PCBN, podem trabalhar bem nos ferros fundidos cinzentos,
desde que dois importantes critérios sejam respeitados, o primeiro é que a
estrutura deveria ser completamente perlítica e outro fator é que a velocidade
de corte deve ser acima de 500 m/min. A formação da perlita depende
principalmente da composição química e da taxa de resfriamento. Como
comentado anteriormente, o cromo e o cobre são formadores de perlita,
enquanto que o molibdênio tende a diminuir as lamelas. De forma geral, peças
que possuem taxa de resfriamento elevadas possuem menor tendência para
formação da ferrita livre o que tende a produzir o ferro fundido branco duro e
com carbonetos intergranulares, os quais podem ser usinados com o PCBN
que possui alta resistência a abrasão (De Beers, 1998).

Revisão Bibliográfica 14
Tabela 2.2.- Velocidade de corte recomendadas para o torneamento de ferro
fundido cinzento (Trent ,1991).
Dureza HB
Ferramenta de
Aço rápido.
Avanço de 0,5
mm/rev
Velocidade de corte m/min
Ferramenta de
Metal Duro
Avanço de 0,5
mm/rev
Ferram.Cerâmica
(Alumina ou
SIALON).
Avanço de 0,25
mm/rev
115-150 40 120 450
150-200 25 90 400
200-250 20 70 250
250-300 12 55 180
2.2.3. Aplicação do ferro fundido na indústria automobilística
O ferro fundido cinzento é largamente utilizado no industria automobilística,
sendo empregado na fabricação de discos de freio, suportes diversos, blocos
de motores, eixo comando de válvulas, cabeçotes, volante motor, componentes
da suspensão, entre outros. Isto se justifica pelas suas características
mecânicas, capacidade de absorção de vibração, boa usinabilidade, o que
reduz custos operacionais na usinagem desta peças.
Eixo virabrequim, coletores de descarga, tampas laterais do bloco motor e a
biela, são normalmente construídos em ferro fundido nodular.
A capacidade de absorver vibrações e de evitar perdas de rendimento nos
ciclos térmicos e a sua ótima resistência ao desgaste (Chiaverini,1984), que é
fator fundamental para a vida útil dos motores, fazem com que o ferro fundido
cinzento ainda seja o material mais utilizado na fabricação de blocos motores .
Porém podemos observar uma crescente utilização do alumínio na construção
de Blocos Motores sendo que a principal razão é o reduzido peso deste
material.

Revisão Bibliográfica 15
2.3. Metalurgia do pó
Á metalurgia do pó muitas vezes chamada erroneamente de sinterização (uma
das etapas da metalurgia do pó), é o ramo da industria metalúrgica que se
dedica à produção de peças a partir de pós metálicos e não-metálicos. A
metalurgia do pó torna possível a fabricação de peças extremamente
complexas que seriam impossíveis de serem usinadas por meio dos processos
convencionais. Essa tecnologia baseia-se na prensagem de pós em moldes
metálicos e consolidação da peça por aquecimento e temperatura controlada.
O resultado é um produto com a forma desejada, bom acabamento de
superfície, composição química e propriedades mecânicas controladas.
2.3.1. Metalurgia do Pó – Etapas do Processo de Fabricação
As etapas do processo de fabricação de peças obtidas pela metalurgia do pó
são (Marcondes, 1990 e Diniz et alli, 1999):
Obtenção do pó – O tamanho, a forma e a distribuição dos grãos são
características importantes no processo e variam conforme o método de
obtenção do pó. Um dos métodos físicos mais utilizados é a atomização. O
metal fundido é vazado por um orifício, formando um filete liquido que é
“bombardeado” por jatos de ar de gás ou de água, depois o pó é reduzido, ou
seja, submetido a reação química em que o átomo recebe elétrons de outros
átomos, pela ação de um agente redutor que pode ser sólido ou gasoso,
peneirado e está pronto para ser usado. Já uma forma mecânica para obtenção
do pó é a de moagem, um tambor rotativo (Fig. 2.3) contendo esferas metálicas
de material resistente ao desgaste chocam-se contra o material que se deseja
desintegrar.
Figura 2.3 -Tambor rotativo (Marcondes, 1990).

Revisão Bibliográfica 16
Compactação – Nesta etapa, uma quantidade de pó colocada em uma matriz
e sofre a compressão de dois punções que desenvolvem um movimento cíclico
progressivo em que a medida que ocorre os ciclos o curso dos punções (Fig.
2.4) aumenta e assim provoca a compactação do pó e aumento gradativo da
densidade da mistura. Após a compactação, a peça é chamada de
“compactado verde”. A consistência do compacto verde faz lembrar a de uma
paçoca de amendoim, devendo ser manuseado com cuidado para não se
quebrar.
Figura 2.4. - Processo de Compactação Metalurgia do Pó (Marcondes, 1990).
Sinterização – É a etapa de consolidação do processo. A massa compactada
é aquecida a temperaturas altas mas abaixo do ponto de fusão do metal base,
sob condições controladas de temperatura, velocidade de aquecimento e
resfriamento, tempo de permanência e atmosfera. A sinterização ocorre
normalmente em fornos contínuos, caracterizados por três zonas de operação:
preaquecimento, manutenção da temperatura e resfriamento. A Figura 2.5
mostra uma vista esquemática de um forno deste tipo. Nesta etapa, ocorre a
ligação química e metalúrgica das partículas do pó, o que reduz a porosidade
existente no compacto verde. Na sinterização o compacto contrai chegando a
uma redução de 40 % de seu volume inicial ou a uma redução linear de cerca
de 16 %.
Punção
Punção inferior
Depois de passar pela sinterização a peça pode passar por outros processos
tais como recompressão, tratamentos térmicos e usinagem ou ser

Revisão Bibliográfica 17
imediatamente utilizada. A recompressão é necessária para garantir tolerâncias
apertadas, rugosidades, etc.
Figura 2.5 -. Forno para sinterização (Marcondes, 1990).
2.3.2. Mancais Obtidos pela Metalurgia do Pó (Sinterizados)
O mancais sinterizados possuem a característica de autolubrificação, pois
controlando a porosidade residual se pode desenvolver uma superfície que
funcione como bolsões microscópicos de óleo o qual irá formar um filme
lubrificante na região de contato eixo-mancal, reduzindo assim o atrito e
conseqüentemente reduzindo o desgaste das peças. Esta porosidade pode
variar entre 15 a 25% do volume total do material.
O funcionamento de um mancal sinterizado ocorre da seguinte forma: quando o
eixo esta parado, todo o óleo esta contido nos poros e a carga é sustentada
diretamente pelos contato metálico entre os dois elementos eixo-mancal. No
início do movimento, o efeito de fricção entre eixo-mancal causa um rápido
aumento da temperatura, como o coeficiente de expansão do óleo é cerca de
uma ordem de grandeza maior que as ligas usadas para mancais, o óleo é
expulso dos poros para a região de contato entre os elementos. Com a
continuidade da rotação e as condições de carga e velocidade mantendo-se
constantes, dentro de certos limites, um filme fino é formado instantaneamente
impedindo os contatos metálicos (Figueira e Razo,1999).
Além da circulação de óleo entre eixo-mancal, ocorre também uma circulação
dentro do mancal, por meio do efeito da capilaridade causado pela porosidade.
Quando cessa a rotação, o óleo contido na região eixo-mancal é então
reabsorvido para os poros por capilaridade.

Revisão Bibliográfica 18
Os mancais porosos são inadequados para cargas elevadas. O aumento da
resistência mecânica requer uma redução na porosidade a níveis onde a
quantidade de óleo disponível nos poros seja provavelmente insuficiente para
uma vida satisfatória.
A presença de poros também reduz a condutividade térmica do metal,
diminuindo a dissipação de calor.
O efeito de qualquer ação de corte ou usinagem causa um fechamento na
porosidade superficial, afetando a autolubrificação.
Mancais em aço sinterizado possuem grafita na forma livre, elemento que atua
como lubrificante, quando impregnados de óleo, eles aumentam mais ainda
suas características de autolubrificação, apresentando excelentes
características de amortecimento e proporcionando operações de trabalho
mais silenciosas.
2.3.3. Usinabilidade de Materiais obtidos pela Metalurgia do Pó
Uma das principais vantagens da metalurgia do pó (P/M – Powder Metallurgy)
em relação a outros processos de fabricação está no fato de se poder reduzir,
ou até mesmo eliminar, diversas fases das operações de usinagem. Entretanto,
em peças que se necessita tolerâncias dimensionais apertadas, chanfros,
roscas ou raios de concordância precisos, elas devem necessariamente serem
usinadas em operação de acabamento. Segundo Drar (2000) e Hamiuddin e
Murtaza (2001), Os principais fatores que afetam a usinabilidade destes
materiais é o alto nível de porosidades e a presença de elementos de liga em
sua estrutura, pois tais fatores afetam diretamente sua resistência mecânica
Hamiuddin e Murtaza (2001), citam Jamison e Geijer (1959) como pioneiros no
estudo da usinabilidade dos materiais obtidos pela metalurgia do pó. Já no final
da década de 50, eles investigaram a influência de elementos de liga como o
Cu, C e P. Eles concluíram que o ponto de cisalhamento (tear point) durante a
usinagem é o fator mais relevante na usinabilidade. Em ligas, em que estão
presentes elementos como o Cu, P e S, devido às melhores taxas de
encruamento, o aumento do avanço tende a facilitar o cisalhamento interno, ou
seja, melhorar a usinabilidade e reduzir o desgaste da ferramenta (Conceição
António e Davim, 2002).

Revisão Bibliográfica 19
Devido ao elevado percentual de vazios (poros) presentes na microestrutura, o
corte se processa de forma descontínua, promovendo flutuações de tensões
sobre a superfície de saída da ferramenta e a descontinuidade do fluxo de
cavaco. Com isto, os grãos podem atuar como abrasivos, além de promover o
mecanismo de desgaste por attrition, que envolve adesão e arrancamento de
material, tanto na superfície de folga quanto de saída das ferramentas
(Conceição António e Davim, 2002). O attrition é favorecido nestas condições
em que a descontinuidade do cavaco prevalece, como na presença da aresta
postiça de corte (APC) (Trent, 1991) e vibrações. A afinidade química entre os
materiais da ferramenta e da peça é outro fator importante, pois promove a
adesão e na seqüência, o arrancamento do material da ferramenta (Chou,
1994), fenômeno denominado pela literatura inglesa por stick-slip. A superfície
desgastada apresenta-se com aparência áspera, quando observada nos
microscópios ótico ou eletrônico de varredura, devido à retirada de materiais a
níveis granulares.
2.4. Ferramentas de Corte
A tecnologia de ferramentas é sem dúvida o item que mais evolui no contexto
da usinagem dos materiais. As ferramentas além de terem de se adequar a
enorme variedade de produtos no mercado com suas respectivas
características e propriedades particulares como fragilidade, tenacidade, vazios
nas peças os quais provocam cortes interrompidos, dureza entre outras, ainda
devem se adequar às necessidades produtivas como parâmetros de corte,
como velocidades, avanços, profundidades de corte, fluidos de corte,
condições de acabamento da peça , produtividade, custo, rigidez das máquinas
,vida útil e outras. Dentro deste cenário, os fabricantes de ferramentas
investem fortemente no desenvolvimento de novos materiais e na melhoria das
geometrias das ferramentas, buscando assim ter uma gama de produtos
capazes de atender o mercado. Atualmente, tem-se tido uma grande
cooperação entre universidades e empresas nos trabalhos de desenvolvimento
de novas ferramentas, o que é extremamente importante pois usinagem é uma
ciência bastante experimental e só na prática pode-se ajustar a performance de
uma ferramenta.

Revisão Bibliográfica 20
2.4.1. Geometria da Ferramenta
A geometria da ferramenta de corte exerce grande influência nos resultados
qualitativos da região usinada e da vida útil da ferramenta utilizada. Neste item
será apresentada uma pequena visão sobre geometria e ângulos de
ferramenta.
A Norma ABNT NBR 6163/80, define a geometria da ferramenta de corte, da
seguinte forma:
• Cunha de Corte : é a parte da ferramenta, formada pela interseção das
superfícies de saída e de folga (Fig. 2.6);
• Superfície de saída (A γ) : superfície sobre a qual o cavaco é formado e
escoa durante sua saída da região corte (Fig. 2.6 e 2.7);
• Superfície principal de folga (Aα): é a superfície da cunha de corte da
ferramenta que contém sua aresta principal de corte e que defronta com a
superfície em usinagem principal (Fig. 2.6 e 2.7);
• Superfície secundária de folga (A´α) : é a superfície da cunha de corte da
ferramenta que contém sua aresta de corte secundária e que defronta
com a superfície em usinagem secundária. (Fig. 2.7);
• Aresta principal de corte (S) : é a aresta da cunha de corte formada pela
interseção das superfícies de saída e de folga principal. Gera na peça a
superfície em usinagem principal. (Fig. 2.6 e 2.7.);
• Aresta secundária de corte (S’): é a aresta da cunha de corte formada
pela interseção das superfícies de saída e de folga secundária . Gera na
peça a superfície em usinagem secundária.(Fig. 2.7);
• Ponta de corte : é a região da cunha onde se encontram as arestas
principal e secundária de corte .A ponta de corte pode ser a interseção
das arestas, ou a concordância das duas arestas através de um
arredondamento, ou o encontro das duas arestas através de um chanfro.
(Fig. 2.7)

Revisão Bibliográfica 21
Figura 2.6. - Cunha de Corte de uma Ferramenta.
Figura 2.7 -. Geometria de uma ferramenta de corte.
2.4.2. Ângulos de uma ferramenta de corte
Ainda segundo a NBR 6163/80, os ângulos da cunha cortante determinam a
posição e a forma da cunha de uma ferramenta. Os principais ângulos de uma
ferramenta de corte são (Fig.2.8):
• Ângulos de folga (αo): é ângulo entre a superfície de folga (Aα) e o plano
de corte da ferramenta (Ps).

Revisão Bibliográfica 22
• Ângulo de saída (γo) : é o ângulo entre a superfície de saída (Aγ) e o
plano de referência da ferramenta (Pr).
• Ângulo de inclinação (λo) : é o ângulo entre a aresta de corte e o plano de
referência da ferramenta (Pr).
• Ângulo de posição (χr) : é o ângulo entre o plano de corte da ferramenta
(Ps) e o plano admitido de trabalho (Pf).
Os ângulos de saída, inclinação e posição, são especialmente projetados para
conferir ao processo de usinagem uma melhor adequação às específicas
necessidades de cada operação de usinagem. A definição do ângulo de folga
(α o), normalmente visa buscar um menor atrito entre a peça e a superfície de
folga e também adequar a resistência da ferramenta para que a mesma não se
quebre. O ângulo de saída (γo) influencia decisivamente na força e na potência
necessária ao corte. No acabamento e no calor gerado, o ângulo de inclinação
(λo) controla a direção de saída do cavaco, atenua vibrações e protege a quina
da ferramenta contra impactos. Já o ângulo de posição (χr), distribui as tensões
de corte favoravelmente no início e fim do corte, produz uma força passiva na
ferramenta, reduzindo vibrações e também influencia na direção de saída do
cavaco.

Revisão Bibliográfica 23
Figura 2.8.- Ângulos de uma ferramenta (NBR 6163, 1980).
2.4.3. Ferramentas de Corte Usadas no Mandrilamento
A definição do tipo de ferramenta de corte a se utilizar em uma usinagem de
mandrilamento depende da característica da máquina utilizada, da peça e das
características finais requeridas pela usinagem. Elas são normalmente
montadas em uma barra circular chamada de mandril. Uma atenção especial
deve ser dada ao mandril, porque ele é extremamente importante para a
obtenção da precisão da usinagem realizada. Este deve ser perfeitamente
concêntrico, rígido, retilíneo, balanceado e resistente ao desgaste, pois o

Revisão Bibliográfica 24
mandril normalmente gira sobre mancais e buchas (Fig. 2.9), o que provoca
uma situação favorável ao desgaste.
Figura 2.9.- Mandril apoiado em buchas.
As ferramentas mais comuns nas mandriladora são:
• Hastes com pastilhas de corte brasadas simples;
• Lâminas de corte duplo, usadas para fazer rebaixos internos de furos;
• Brocas helicoidais de correção;
• Escareadores e rebaixadores;
• Alargadores fixos;
• Alargadores cônicos;
• Barras de mandrilar.
2.4.4. Materiais de Ferramentas
Para se fazer uma adequada seleção do material de ferramenta a ser
empregado, é necessário levar-se em consideração uma série de fatores.
Abaixo apresenta-se os critérios que Shaw (1984), Trent (1991), Diniz et alli
(1999), Marcondes (1999) e Machado e Da Silva (1999) consideram mais
relevantes:
Bucha
• Dureza do material a ser usinado;
• Tipo de cavaco gerado pelo material a ser usinado;
• Processo de usinagem, ou seja, corte interrompido (fresamento), corte
contínuo (torneamento), lubrificação do corte, tempo de ciclo, acabamento
ou desbaste;
Ferramenta

Revisão Bibliográfica 25
• Condições da máquina em termos de rigidez (sem folgas/vibrações) ,
potência, controles durante o processo (in process), sistema de
refrigeração das ferramentas;
• Forma e dimensão da ferramenta;
• O custo do material da ferramenta é fundamental para a escolha do
mesmo, ou seja, sempre se buscará um material alternativo de menor
custo;
• Parâmetros de usinagens como velocidade e profundidade de corte e
avanço;
• Características finais do produto, tais como: qualidade superficial e
dimensional requerida.
Abaixo, lista-se as principais propriedades que o material da ferramenta deve
possuir, porém em função da aplicação uma ou mais propriedades devem se
destacar em relação à outra.
• Alta dureza (principalmente à quente);
• Tenacidade (suficiente para evitar falhas por rupturas);
• Alta resistência ao desgaste;
• Alta resistência a compressão e ao cisalhamento;
• Boas propriedades mecânicas e térmicas, isto é muito importante
principalmente para a dureza a quente do material;
• Boa condutividade térmica;
• Baixo índice de expansão volumétrica;
• Alta resistência ao choque térmico;
• Alta resistência ao impacto;
• Ser inerte quimicamente.
Abaixo temos os materiais para ferramentas de corte existentes hoje no
mercado mundial segundo Machado e Da Silva (1999), e percebe-se que a
medida que se desce na lista, ganha-se em dureza (ou resistência ao
desgaste) e perde-se em tenacidade, e vice-versa. A ordem da lista também

Revisão Bibliográfica 26
obedece a ordem cronológica de aparecimento das ferramentas no mercado
mundial.
Aumento de dureza e resistência ao desgaste
Aço Carbono Comum
Com elementos de ligas (V,Cr)
Aço Rápido
Aço Semi-Rápido (Baixo W)
Aço Rápido (com e sem revestimento)
Aço Super -Rápido (elevado teor de V)
Ligas Fundidas
Metal Duro (com e sem revestimentos)
Classes : P,M,K
Cermets (com ou sem revestimento)
Cerâmicas (com ou sem revestimento)
CBN-PCBN
Diamante Sintético
Diamante Natural
O grande número de ferramentas existentes no mercado dificulta a escolha e
torna complexo o processo de seleção. O projetista de ferramentas deve
considerar todas as propriedades já listadas, mas ele próprio deve destacar as
propriedades mais importantes para o tipo de aplicação exigida. O material
perfeito seria aquele que tivesse a dureza do diamante natural, a tenacidade do
aço-rápido e a inércia química da alumina (Al2O3).
A. Ferramentas de Metal Duro
O Metal Duro apareceu na década de 20, na Alemanha, quando Schroter
conseguiu produzir em laboratório o WC em pó pela primeira vez. A mistura
deste pó principalmente com o cobalto, também em pó, trouxe ao mercado um
dos mais fantásticos grupos de materiais de ferramentas de corte “os Metais
Duros”. Quando os alemães perceberam as excelentes propriedades de dureza
Aumento da tenacidade

Revisão Bibliográfica 27
e resistência ao desgaste desse material, eles logo o batizaram como ”Widia “
de (Wie diamond do alemão = como o diamante)
O grande sucesso do metal duro é o fato deles possuírem a combinação de
resistência ao desgaste, resistência mecânica e tenacidade em altos níveis.
Os metais duros são fabricados pela metalurgia do pó, utiliza-se partículas
duras de carbonetos e de mais metais ferrosos (ferro, níquel ou cobalto)
formando assim, um corpo de alta dureza e resistência a compressão. O metal
aglomerante é na maioria das vezes o Cobalto. Uma característica muito
importante no metal duro é o tamanho de grão das partículas duras. Partículas
grandes produzem maior tenacidade, enquanto partículas pequenas auxiliam
na obtenção de um metal duro mais duro e resistente.
A primeira ferramenta de metal duro desenvolvida na Alemanha continha
apenas WC+Co e mostrou-se prodigioso na usinagem de Ferros Fundidos
Cinzentos, mas demonstrou baixa resistência a craterização quando usinando
aços (Machado e Da Silva, 1999). Para superar este problema adicionou-se
Tic, TaC e/ou NbC aos WC + Co reduzindo conseqüentemente os problemas
de craterização na usinagem de aços. As razões para isso foram:
• O carboneto adicionado (titânio, tântalo e/ou nióbio) tem maiores
durezas que o WC e portanto, apresentam maiores resistências ao
desgaste
• A solubilidade dos carbonetos adicionados no ferro é muito menor que o
WC, isto inibe a difusão, que é um mecanismo de desgaste comum a
altas temperaturas.
• A estabilidade dos carbonetos adicionados é maior que os WC. Isto
implica em maiores dificuldades de dissolução e difusão desses
elementos.
A fabricação do metal duro ocorre por meio da metalurgia do pó e pode ser
resumida da seguinte forma: O tungstênio na sua forma original encontrada na
natureza é transformado após uma série de reações químicas em tungstênio
puro, este é então misturado em carbono puro e levado a um forno a altas
temperaturas (1375 º C a 1650 Cº) para formar o WC (Marcondes, 1990). O
tamanho de grão de carboneto de tungstênio obtido é da ordem de 0,4 a 7 μm

Revisão Bibliográfica 28
(Jack, 1987). Os carbonetos são então moídos e secados com spray, esta
moagem pode ocorrer depois da mistura com o cobalto, na proporção ideal de
cada classe, ou opcionalmente pode-se misturar o cobalto (na forma de pó
finos) após a moagem. A mistura é comprimida a frio em matrizes, geralmente
usando uma adição de cera lubrificante para facilitar esta etapa. Esta cera será
extraída do produto durante o tratamento de sinterização. Após a prensagem, o
produto já ganha formato final desejado, apresentando uma porosidade da
ordem de 50 % em volume, e pode ser manipulado. A sinterização segue
imediatamente esta etapa. É realizada à vácuo, em temperaturas da ordem de
1500 º C, com a porosidade sendo reduzida para menos de 0,01 % (Jack,
1987). Esta baixa porosidade é possível de ser obtida devido a fase líquida do
metal ligante presente. Após a sinterização o produto sofre uma redução de
tamanho, que pode chegar da ordem de 18 %. Antes de ser comercializado,
normalmente, o produto é retificado, para formatar as arestas. Observa-se que
quando se trata de produtos da classe P ou M, há também a adição de TiC
TaC e/ou NbC.
A norma ISO classificou os Metais Duros em classe P, M e K e dentro destas
classes temos outra divisão por números (ver Tab. 2.3).
Classe P
Essa classe é mais conhecida como classe dos aços ou cavaco longos. As
ferramentas de Metal Duro desta classe possuem em sua matriz elevado
teores de Carboneto de Titânio (TiC), Carboneto de Tântalo (TaC) e/ou
Carboneto de Nióbio (NbC). Estes carbonetos conferem ao Metal Duro elevada
resistência ao desgaste e elevada dureza, isto permite a usinagem de materiais
que produzem cavacos mais longos, os quais formam uma área de contato
(maior atrito) bem maior com a superfície de saída da ferramenta.
Classe M
É a classe intermediária do metal duro, nela existe o Carboneto de Titânio
(TiC), Carboneto de Tântalo (TaC) e/ou Carboneto de Nióbio (NbC) porém em
teores menores do que na classe P. Normalmente é utilizada na usinagem de
aços inoxidáveis.

Revisão Bibliográfica 29
Classe K
É também conhecida por classe dos ferros fundidos, mas também é utilizada
na usinagem dos aços temperados ,não ferrosos,plásticos e madeiras. Nesta
classe, o Metal Duro é composto por WC+Co ou seja, carbonetos de tungstênio
aglomerado pelo cobalto.Esta classe não é muito resistente ao desgaste de
cratera, portanto são usadas na usinagem de materiais frágeis que geram
cavacos curtos, os quais provocam menor atrito entre cavaco e a região de
saída da ferramenta.
As classes com maior teor de Cobalto como é a classe K, são mais
empregadas nas condições de usinagem de acabamento ou cortes
interrompidos, pois estas criam tensões mais elevadas na ferramenta exigindo
assim maior tenacidade (Sandvik,1994).
Tabela. 2.3. Classificação dos metais duros.
Designação
ISO
P 01
P 10
P 20
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
Dureza e Resistência
ao Desgaste
B. Ferramenta de Metal Duro com Revestimento
Tenacidade
O revestimento de ferramentas de metal duro pode garantir uma performance
bem superior à ferramenta sem revestimento na usinagem de materiais

Revisão Bibliográfica 30
ferrosos. Atualmente 80% das ferramentas de metal duro (Fig. 2.10) utilizadas
na indústria possuem revestimento. Normalmente o revestimento provoca uma
coloração dourada na ferramenta (se o revestimento for à base de TiN)
enquanto as ferramentas sem recobrimento normalmente se apresentam na
cor cinza escuro.
O revestimento pode ser uma única camada de TiC, ou, mais comum, ser de
triplo revestimento de TiC, TiCN e TiN e TiC, AL2O3 e TiN, mas existe registro
(Lindstron e Johannesson, 1976 e Reiter e Kolaska, 1986, citado por Quinto et
alli, 1988) de ferramentas com até 12 camadas de diferentes revestimentos. Os
fabricantes explicam que cada camada tem a sua função específica e a
associação de camadas permite oferecer um produto com todas as vantagens
possíveis de se obter com a técnica.
Figura 2.10 Ferramentas de Metal Duro Revestidas.
O TiC é um revestimento que é muito utilizado como a primeira camada, pois
este garante uma coesão muito boa com o substrato. Além disso, o TiC é um
dos revestimentos mais duros atualmente utilizados, sua dureza é de HV3000,
o que garante alta resistência ao desgaste. Já a alumina (Al2O3) tem várias
vantagens, as principais são a inércia química, a dureza e portanto, resistência
ao desgaste, e um fato ocorrente é a redução de sua condutividade térmica
com o aumento da temperatura. Isto garante uma barreira térmica interessante
para a superfície da ferramenta. O TiN se apresenta, normalmente como a
camada externa, por proporcionar baixos coeficientes de atrito entre a
ferramenta e o cavaco, isto na usinagem dos metais ferrosos. Este material
garante menores comprimentos de contato cavaco-ferramenta devido a menor

Revisão Bibliográfica 31
tendência de adesão dos ferrosos neste material. No caso da usinagem dos
não ferrosos, como o Al e Cu e suas ligas, fenômeno inverso ocorre, devido à
elevada afinidade química do Ti com esses metais e neste caso, predomina-se
a adesão e a difusão, o que reduz a vida das ferramentas.
Um outro revestimento que vem sendo usado ultimamente é o TiNAl ou (TiAl)N
que é um nitreto à base de Ti e Al. Este revestimento tem se mostrado
excelente para a usinagem de ferros fundidos.
A espessura total das camadas revestidas podem variar de 4 a 12 μm e
camadas muito espessas podem fragilizar a aresta.
Existem hoje no mercado ferramentas de metal duro revestidas com diamante
policristalino (PCD) obtidas pelo processo CVD - Deposição Química de Vapor
(Clark e Sem, 1998). Neste caso, com camada única, com espessuras maiores
que as normais, mas inferiores a 30μm, elas são aplicadas em ferramentas
positivas para desbaste de materiais não ferrosos, como o alumínio, polímeros
e compósitos.
C. Ferramentas em PCBN
O CBN faz parte da família de materiais ultraduros e possuem dureza superior
a 3000 HV. Os materiais de ferramentas de corte considerados ultraduros são:
Diamante Natural;
Diamante Sintético Monocristalino (dureza acima de 6000 HV);
Diamante Sintético Policristalino - (PCD);
Nitreto Cúbico de Boro Sintético Monocristalino (CBN);
Nitreto Cúbico de Boro Policristalino (PCBN).
O Nitreto Cúbico de Boro perde em dureza apenas para o diamante. Ele foi
sintetizado pela primeira vez com sucesso, em 1957 pela General Eletric Co.
USA, a qual colocou o nome de Borazon como marca registrada de seu
produto. Mais tarde a De Beers lançou seu produto com o nome de Amber
Boron Nitrede (Amborite) (Abrão, 1995 e Souza Jr., 2001).

Revisão Bibliográfica 32
Segundo Heat (1986), o CBN é um material sintético obtido pela reação
química: + NH ↔ BN + 3HCI
, onde o composto BN tem uma estrutura
BCI4 3
hexagonal com aproximadamente um número igual de átomos de boro e
nitrogênio arranjados alternadamente. Este composto tem estrutura cúbica
hexagonal e como o carbono, que pode ser transformado de estrutura
hexagonal (grafite) para estrutura cúbica (diamante), como é mostrado na Fig.
2.11, também o boro, tem mais de uma forma alotrópica e pode passar por
transformações similares. Para isto, ele deverá ser submetido à pressões entre
5000 a 9000 MPa e temperaturas entre 1500 o C a 1900 o C, na presença de um
catalisador (geralmente o lítio).
Figura 2.11 - Estrutura cúbica hexagonal (Abrão, 1995).
Os policristais de CBN (PCBN) são obtidos pelo processo de metalurgia do pó,
usando monocristais de CBN (Heath, 1986). Novamente, deve-se adicionar
catalisadores para acelerar a sinterização. Naturalmente, durante o tratamento
térmico, toda a massa do produto deve estar contida dentro da fase cúbica do
respectivo diagrama de equilíbrio para evitar reversão da fase cúbica em
hexagonal.
Neste processo, pode-se obter uma variedade imensa de produtos,
dependendo de: tamanho de grãos dos monocristais (estes dependem do
tempo de permanência na câmara de transformação), solvente/catalizador
empregado, grau de sinterização, etc. Com isto, obtem-se uma variedade muito
grande nas propriedades finais dos produtos, sendo portanto, possível
desenvolver produtos para aplicações especificas (Health, 1996).

Revisão Bibliográfica 33
Normalmente uma camada de aproximadamente 0,5 mm de espessura é
sinterizada com a presença da fase ligante e posteriormente efetua-se a
fixação (brasagem) destas sobre um substrato de metal duro (WC + Co) como
mostra-se na Fig. 2.12, ou então, muito raramente como ferramentas
totalmente sólidas (Abrão,1995).
Alta Pressão
Partículas de CBN
Carbeto de Tungstênio
Alta Temperatura
Figura 2.12 - Esquema de Brasagem (Abrão, 1995).
Dentre as propriedades do PCBN destacam-se:
Dureza – Possui altíssima dureza, somente superada pelo diamante,
sendo quase duas vezes a dureza da alumina o que lhe proporciona
excelente resistência a abrasão (ver Fig. 2.13)
Tenacidade – Sua tenacidade é similar ao material cerâmico baseado em
nitretos e cerca de duas vezes a da alumina.
Estabilidade Termoquímica: é quimicamente mais estável que o diamante,
podendo, portanto, usinar ligas ferrosas sem o problema de grande
desgaste por difusão. O CBN é estável até temperaturas da ordem de
1200°C.
Os PCBN’s para desbaste possuem maior concentração de nitreto cúbico de
boro (90% em volume) o que aumenta a ligação cristal com cristal e faz sua
tenacidade aumentar. Além disto, devido ao alto teor de PCBN, estes materiais
são os que apresentam maior dureza dentre os demais. Dada estas
propriedades, estes PCBNs são muito eficientes quando o mecanismo

Revisão Bibliográfica 34
predominante de desgaste é a abrasão e/ou onde estão presentes forças de
corte muito altas ou corte interrompido.
Os PCBNs próprios para acabamento, são aqueles onde uma fase cerâmica é
adicionada, de tal maneira que as ferramentas resultantes possuam menor
tenacidade e dureza, mas melhor estabilidade química e térmica que os
PCBNs para desbaste, combinando as propriedades das duas fases presentes
(PCBN e cerâmica). Neste caso, deve-se preocupar com a afinidade química
entre o reforço metálico, normalmente à base de Ti/Al, e os elementos
químicos presentes no material da peça. Em operações de acabamento, os
cavacos produzidos são de pequena seção transversal, devido aos pequenos
avanços e profundidades de usinagem. A pequena massa de cavaco gerada
não é suficiente para levar embora todo o calor gerado pelo corte e por isso, a
ferramenta atinge altas temperaturas, o que faz com que propriedades como
estabilidade térmica e química (para impedir a difusão que é promovida pela
alta temperatura) sejam imprescindíveis. Embora menores, a tenacidade e
dureza ainda são suficientes para manter a integridade da aresta de corte,
tornando possível a obtenção de tolerâncias apertadas e bom acabamento
superficial ao longo da vida da ferramenta.
Em aços de baixa dureza, que formam cavacos longos, o PCBN não se
comporta bem devido à excessiva craterização, mesmo em condições
desfavoráveis (corte interrompido, por exemplo) (Abrão, 1995). Em geral, o
PCBN é utilizado onde o diamante policristalino não pode ser usado e o metal
duro não possui dureza suficiente para poder realizar a tarefa ou quando não
se pode aumentar a velocidade usando insertos de metal duro (Diniz et alli,
1999). O PCBN compete então com o processo de retificação (substituição da
retificação por torneamento, por exemplo) e nos processos de fresamento,
torneamento e mandrilamento, com as ferramentas de material cerâmico.

Revisão Bibliográfica 35
DUREZA KNOOP RELATIVA DE MATERIAIS RESISTÊNCIA RELATIVA À ABRASÃO
Diamante CBN SiC Al2O3 Carbeto de
Tungstênio
Resistência à Abrasão
1
Carbeto
5–10
Carbetos
Revestidos
10–30
Cerâmicos
Figura 2.13.-Dureza e Resistência à Abrasão do PCBN e de outros materiais
Segundo Diniz et alli (1999), alguns cuidados devem ser tomados quando se
utiliza ferramenta de PCBN, dentre eles:
• Quando usinando aços de baixa dureza, que formam cavacos longos, o
CBN não se comporta bem devido à excessiva craterização;
• O sistema máquina-ferramenta-dispositivo de fixação-peça deve ser o mais
rígido possível;
• O ângulo lateral de posição deve ser o maior possível para minimizar trincas
na aresta;
• A aresta de corte deve ser chanfrada o que direciona os esforços de corte
para o centro da ferramenta;
• Sempre que possível fluido de corte deve ser utilizado.
Comercialmente o CBN possui as seguintes formas (Fig. 2.14 e 2.15):
50
CBN
100
PCD

Revisão Bibliográfica 36
Figura 2.14.- CBN já na forma de inserto
Figura 2.15.- Plaquetas de PCBN.
2.5. A formação do Cavaco e suas Influências
2.5.1. Mecanismo de Formação do Cavaco
Uma das maneiras de entender a formação do cavaco durante a usinagem é
fazer algumas simplificações em relação ao processo de fabricação. Isto é,
deve-se considerar/adotar o corte ortogonal (procedimento universal) para
assim fazer as considerações que caracterizam o processo de formação de
cavacos.
No corte ortogonal a aresta cortante é reta (Fig. 2.16), normal à direção de
corte e normal também a direção de avanço, de forma que a formação do
cavaco pode ser considerada um fenômeno bidimensional, o qual se realiza

Revisão Bibliográfica 37
num plano normal à aresta cortante, ou seja o plano de trabalho (Machado e
Da Silva,1999).
Figura 2.16 - Exemplos de Corte Ortogonal (Machado e Da Silva,1999).
Com o objetivo de permitir um tratamento matemático mais simplificado à
formação do cavaco, são realizadas algumas considerações:
• O cavaco é contínuo e não ocorre a formação de aresta postiça de corte;
• A superfície de folga da ferramenta não entra em contato com a peça;
• A espessura de corte h é igual ao avanço e é pequena em relação à
largura de corte b;
• A aresta de corte é maior que a largura de corte b.
Sendo assim, representa-se o corte ortogonal conforme mostrado na Fig. 2.17.
Figura 2.17- Representação do corte ortogonal (Machado e Da Silva,1999)

Revisão Bibliográfica 38
O mecanismo de formação do cavaco pode ser explicado, considerando o
volume de metal “klmn”, (Fig. 2.18), se movendo em direção à cunha cortante.
A ação da ferramenta recalca o volume “klmn” e o metal começa a sofrer
deformações elásticas. Com o prosseguimento do processo, o limite de
escoamento é vencido e o material passa a se deformar plasticamente.
Deformações plásticas continuam acontecendo até que as tensões
ultrapassam o limite de resistência do material, promovendo assim a ruptura e
conseqüente início de abertura de uma trinca no ponto “O” que pode se
estender até o ponto “D”. A zona de cisalhamento primária é definida pelo
plano “OD”. O tipo de cavaco é definido pela forma de propagação da trinca, e
está intimamente ligada com as características de ductilidade do material
usinado.
Figura 2.18 - Diagrama esquemático da cunha de corte (Trent 1991).
onde: h - espessura calculada do cavaco;
h' - espessura do cavaco;
klmn - volume de material livre de deformações;
pqrs - volume de material deformado;
vc - velocidade de corte;
vcav - velocidade do cavaco;
OD - traço do plano de cisalhamento primário;
φ - ângulo de cisalhamento do plano primário.

Revisão Bibliográfica 39
Após o volume “klmn” passar pela zona de cisalhamento primário já deformado
plasticamente, este passa para um novo formato “pqrs” e se movimenta sobre
a superfície de saída da ferramenta, definindo-se a região da zona de
cisalhamento secundária, representada na Figura. 2.18 pelo plano “OB”. Na
Figura 2.19 mostra-se esquematicamente as duas zonas de cisalhamento, a
primária e a secundária (Machado e Da Silva, 1999).
Figura 2.19- Zonas de cisalhamento primária e secundária (Machado e Da
Silva,1991)
O cavaco ao passar pela zona de cisalhamento secundário, sofre ainda
altíssimas deformações plásticas cisalhantes, desenvolvendo ali altíssimas
temperaturas numa pequena região. O que compromete a resistência das
ferramentas.
O processo se repete para cada volume de material “klmn” da Fig. 2.18
tornando assim o processo cíclico, sendo que cada ciclo pode ser representado
por 4 etapas sendo elas: recalque, deformação plástica, ruptura e movimento
sobre a superfície de saída da ferramenta.
Na Figura 2.20 mostra-se a formação do cavaco no momento da usinagem.

Revisão Bibliográfica 40
Figura 2.20. Formação do cavaco (www.Yashica.com, 2001)
2.5.2. Tipos e formas de Cavacos
Existem vários tipos e formas de cavacos e a classificação atualmente aceita
pela comunidade científica é a seguinte:
• Cavaco contínuo ocorre normalmente em metais dúcteis. Apresentam
forma de longas fitas homogêneas, não se fragmentam com facilidade;
• Cavaco parcialmente contínuo é um tipo intermediário entre cavaco
contínuo e descontínuo. Apresenta propagação de uma trinca, até parte
do plano de cisalhamento primário e então a mesma é suprimida;
• Cavaco descontínuo mais comum quando se usina materiais frágeis,
como o bronze e o ferro fundido cinzento. Uma trinca se propaga por todo
o plano de cisalhamento primário promovendo a fragmentação do cavaco;
• Cavaco segmentado é obtido como resultado de uma cisalhamento
catastrófico e ocorre grandes deformações entre segmentos de cavaco
com quase nenhuma deformação interna dos mesmos. O material reduz
violentamente sua taxa de resistência, devido a um grande aumento da
temperatura local, superando a taxa de encruamento provocada pelas
tensões de usinagem e aí ocorre o fenômeno denominado por
cisalhamento termoplástico, em que ocorre a rotação dos planos
localizados de cisalhamento. Este tipo de cavaco é comum na usinagem
de materiais de baixa condutividade térmica, como as ligas de Ni e de Ti.

Revisão Bibliográfica 41
Quanto às formas, o cavaco pode ser classificado como:
• cavaco em fita, helicoidal, espiral, em lascas ou pedaços.
As características do material da peça usinada, o tipo de ferramenta e os
parâmetros de usinagem definem o tipo e forma do cavaco.
Quanto mais dúctil for o material da peça, mais fácil se terá um cavaco
contínuo, sendo que ao contrário, quanto mais frágil for, menor será o
comprimento do cavaco.
Já o aumento da profundidade de corte, do ângulo de saída da ferramenta e da
relação de raio de ponta e profundidade da ferramenta, pode gerar cavacos
mais curtos.
Sabe-se que a obtenção de cavacos curtos é de interesse geral para as
empresas, visto que cavacos longos provocam:
• Maiores áreas de contato junto à superfície de saída das ferramentas,
gerando conseqüentemente maiores desgastes das ferramentas;
• Ocupação de maiores espaço, tornando seu manuseio, transporte e
armazenamento mais complexos e dispendioso;
• Danos à peça, ferramenta e/ou máquina, são fáceis de se enrolarem nos
mesmos durante a usinagem, provocando uma situação de risco para o
operador, pois o cavaco sai a altíssima temperatura e possui a lateral
extremamente afiada;
• Má refrigeração por parte do líquido refrigerante, pois prejudica o acesso
deste à região do corte;
• Prejuízos a qualidade dimensional e de acabamento superficial das peças
usinadas.
2.5.3. Quebra Cavaco
Existem vários métodos para se obter cavacos mais curtos nos processos de
usinagem, porém o mais popular é o uso de quebra-cavacos (Fig. 2.21). Estes
podem ser postiços ou podem já fazer parte da própria ferramenta. Os quebra-
cavacos funcionam como uma obstrução na direção do fluxo do cavaco,

Revisão Bibliográfica 42
provocando assim a curvatura do cavaco e sua respectiva quebra. Eles
também reduzem o contato entre o cavaco, em elevada temperatura, do com a
ferramenta, reduzindo a transferência de calor para a ferramenta minimizando
os mecanismos térmicos de desgaste da ferramenta.
Figura 2.21- Exemplos de quebra-cavacos (www.Yashica.com,2001).
As dimensões dos quebra-cavacos estão ligadas diretamente as necessidades
particulares de cada operação (peça e processo de usinagem), ou seja, para
cada caso tem-se um tipo diferente de quebra-cavaco mais adequado. Os
principais parâmetros de corte que influenciam a eficiência do quebra-cavaco
são a profundidade de corte e o avanço.
2.6. Desgaste e Vida Útil de uma Ferramenta de Corte
Segundo Trent (1991), Diniz et.alli (1999) e Machado e Da Silva (1999), a vida
da ferramenta é o tempo que a mesma trabalha efetivamente (deduzidos os
tempos passivos), até perder sua capacidade de corte, dentro de um critério
previamente estabelecido. Atingido este tempo a ferramenta deve ser reafiada
ou substituída.
Os fatores que determinam o momento da troca da ferramenta são:
a) Não cumprimento das especificações de tolerância dimensional ou de
acabamento superficial, normalmente provocado pelo desgaste da
superfície de folga;
b) Quando os desgastes atingem proporções tão elevadas que se receia a
quebra da aresta de corte.

Revisão Bibliográfica 43
d) Quando o desgaste da ferramenta provoca um aumento excessivo das
forças de corte;
e) Quando os desgaste aumenta e faz com que a temperatura da aresta
cortante ultrapasse a temperatura na qual a ferramenta perde a
capacidade de corte (aresta de corte se decompõem);
g) Ocorrência de breakout.
Uma vez definido o critério de fim de vida de uma ferramenta de corte, esta
pode ser expressa de várias maneiras, seja pelo tempo total de trabalho (min),
percurso de corte (km) ou de avanço (mm), volume de material removido
(mm 3 ), número de peças produzidas ou velocidade de corte para um
determinado tempo de vida (como exemplo, vc60 = 240, ou seja, à vc = 240
m/min, a vida da ferramenta será de 60 min) (Souza Jr., 2001).
Uma maneira prática de se determinar a vida útil de uma ferramenta é produzir
até que as peças saiam dos limites de tolerância e/ou acabamento superficiais
definidos no projeto. Porém, isto é perigoso, visto que desgastes excessivos
causam o aumento da força de corte e assim se eleva a possibilidade de
ocorrer uma falha catastrófica da ferramenta. Na maioria das vezes, estas
falhas provocam grandes prejuízos financeiros. Sistemas atuais mais modernos
monitoram o desgaste da ferramenta por meio do monitoramento das medições
de força, potência, vibração ou emissão acústica.
2.6.1. Processos e Mecanismos de Desgaste das Ferramenta de Corte
Trent (1991), considera a existência de pelo menos seis processos/
mecanismos de desgaste, que seriam responsáveis pelas formas de desgaste
ilustradas na Fig. 2.22. São eles: deformação plástica superficial por
cisalhamento a altas temperaturas, deformação plástica devido a tensões de
compressão,desgaste por difusão, desgaste por aderência e arrastamento
(attrition), desgaste abrasivo e desgaste de entalhe.

Revisão Bibliográfica 44
Figura 2.22.- Mecanismos e processos de desgastes que ocorrem nas
ferramentas de corte (Trent, 1991).
A seguir cada um destes processos e mecanismos de desgaste serão definidos
em separado.
I. Deformação Plástica Superficial por Cisalhamento a Altas Temperaturas
É definido mais como um processo de desgaste e ocorre mais provavelmente
na usinagem de metais com alto ponto de fusão. As tensões cisalhantes na
interface cavaco-ferramenta são suficientes para causar deformação plástica
superficial. Devido às altas temperaturas de corte ali envolvidas, a resistência
ao escoamento do material da ferramenta, próximo à interface, é reduzida.
Como conseqüência, material é arrancado da superfície da ferramenta,
formando assim uma cratera (Fig. 2.22).
II. Deformação Plástica da Aresta de Corte sob Altas Tensões de
Compressão
Também é considerado um processo de desgaste e ocorre na usinagem de
materiais de alta dureza. A combinação de altas tensões de compressão, com
altas temperaturas na superfície de saída, pode causar a deformação plástica

Revisão Bibliográfica 45
da aresta de corte das ferramentas. Geralmente, ocorre a altas velocidades de
corte e avanço e leva a uma falha catastrófica (Fig. 2.22). No caso de
ferramentas de metal Duro revestido as propriedades de deformação do
substrato, ao invés da resistência ao desgaste do revestimento, determinarão o
limite quando da usinagem a altas velocidades de corte (Kramer, 1987).
III. Desgaste por Difusão
Este é considerado um mecanismo e envolve a transferência de átomos entre
os materiais da ferramenta e da peça a elevadas temperaturas, podendo
ocorrer tanto na superfície de folga como na superfície de saída Shaw (1984),
sugere que a taxa de difusão depende mais da temperatura e da solubilidade
de alguns elementos envolvidos do que da dureza do material da ferramenta de
corte.
Trent (1991), afirma que as velocidades relativas de usinagem entre
ferramenta-peça ou ferramenta-cavaco são altas e o tempo de contato entre
esses materiais é muito pequeno. Isto praticamente levaria o mecanismo de
difusão a ser desprezível, se não fosse a existência de uma zona de aderência
(zona de fluxo) na interface cavaco-ferramenta, onde o gradiente de velocidade
assume o valor zero na interface com a ferramenta, o que garante tempo
suficiente para haver difusão. As temperaturas na zona de aderência também
são suficientes para promover o processo difusivo. A renovação da zona de
aderência, promovida pela alta taxa de deformação, garante um fluxo difusivo
também constante. Se esta zona de aderência não fosse renovada, haveria o
saturamento desta zona de aderência, que funcionaria como uma barreira para
a difusão.
König (1990) ,explica da seguinte forma as razões pelas quais as ferramentas
de WC-Co são mais vulneráveis na usinagem de aços que as ferramentas
WC+TiC+TaC+Co: O carbono se satura na fase cobalto com apenas 0,07%. O
Ferro tem solubilidade total no cobalto. Sendo assim, o ferro do aço tende a se
difundir para a fase cobalto da ferramenta, fragilizando-a e aumentando a
solubilidade do carbono para 2.1 %. Esta maior solubilidade do carbono na fase
ferro-cobalto, promove a dissociação de carbonetos de tungstênio, formando
um carboneto complexo do tipo (FeW)23C6), liberando carbono. Este carboneto

Revisão Bibliográfica 46
complexo de ferro e tungstênio tem uma resistência a abrasão muito menor
que o carboneto de tungstênio original fragilizando, portanto a ferramenta. Os
carbonetos de titânio e tântalo são mais estáveis, dificultando a formação do
carboneto complexo e impedindo o enfraquecimento da ferramenta de corte.
Segundo Konig (1990), este complicado processo difusivo explicaria a maior
resistência das ferramentas da classe P na usinagem dos aços.
Este mecanismo de desgaste poderá atuar tanto na superfície de saída como
na superfície de folga, e a taxa de desgaste irá aumentar com o aumento da
velocidade de corte e do avanço. Como se processa a nível atômico, no
microscópio as áreas desgastadas por difusão tem uma aparência lisa.
Hutchings (1992) e Williams (1995) apresentam resultados qualitativos
mostrando as afinidades químicas, expressas em termos de solubilidade no
estado sólido, dos principais materiais, conforme Tab. 2.4.
Nesta tabela, observa-se as solubilidades relativas ao principais materiais
investigados neste trabalho, como o Ti com o Cu, Al com o Cu e o Co com o
Cu. No metal duro, o Ti está presente no substrato (também o Co), na primeira
camada (TiC) e na camada externa (TiN). O Al, na camada intermediária
(Al2O3) e o Cu presente na liga Fe-C-Cu. No PCBN, tem-se o reforço metálico
à base de Ti/Al. Ou seja, em todas as situações, tem-se solubilidade sólida, no
mínimo, superior a 0.1%. O fato de dois materiais terem elevada solubilidade
sólida, faz com que o fenômeno da adesão seja facilitado e consequentemente,
aliado à elevada temperatura na interface cavaco-ferramenta, tem-se grande
probabilidade de ocorrer a difusão no estado sólido.

Revisão Bibliográfica 47
Tabela. 2.4.- Afinidades químicas relativas aos principais metais (Hutchings,
1992 e Williams, 1995)
IV. Desgaste por Aderência e Arrastamento – (Attrition)
DUAS FASES LÍQUIDAS
UMA FASE LÍQUIDA –
SOLUBILIDADE SÓLIDA
ABAIXO DE 0.1%
X SOLUBILIDADE SÓLIDA
ENTRE 1 e 0.1%
SOLUBILIDADE SÓLIDA
ACIMA DE 1%
METAIS IDÊNTICOS
Este mecanismo de desgaste, também conhecido por “attrition“, ocorre em
geral a baixas velocidades de corte, quando o fluxo de material sobre a
superfície de saída da ferramenta se torna irregular, como no caso de
usinagens com a presença de aresta postiça de corte, tornando o contato com
a ferramenta de corte não continuo (Fig. 2.22). Sob tais circunstancias,
fragmentos microscópicos são arrancados da superfície da ferramenta e
arrastados junto ao fluxo de material adjacente à interface.Os grãos ou
fragmentos , numa condição de desgaste por attrition são quebrados e/ou

Revisão Bibliográfica 48
arrancados devido às tensões de tração impostas pelo fluxo irregular de
material.
Trent (1991), explica que duas superfícies ásperas submetidas a pressões
elevadas soldam-se em pontos localizados nos picos das superfícies em
contato. Se ocorrer o movimento relativo das duas superfícies teremos a fratura
e o arrastamento das partículas sobre as superfícies de saída da ferramenta
provocando o attrition.
As superfícies desgastadas por attrition tem uma aparência rugosa. Trent
(1991), descreve uma serie de parâmetros e fatores que influenciam no
desgaste por attrition e são eles:
a) Velocidade de corte e avanço: de uma maneira geral, o desgaste por
attrition diminui com o aumento da velocidade de corte e do avanço, uma vez
que o fluxo de material pela ferramenta de corte tende a se tornar mais regular.
Nestas circunstâncias, tem-se reduzida as condições para formação das
ligações pontuais entre o cavaco e a ferramenta de corte, necessárias à
ocorrência de attrition.
b) Condições de corte: além da velocidade de corte e avanço, fatores como:
vibração, interrupções no corte, profundidade de corte irregular e baixa rigidez,
que favoreçam um fluxo de material irregular na aresta de corte, tendem a
proporcionar desgaste por attrition.
c) Composição da ferramenta: estudos realizados por Trent (1991),
mostraram, em ferramentas WC-Co, resistência ao desgaste por attrition muito
superior à aquela verificada em ferramentas contendo carbonetos cúbicos (TiC
e TaC). A razão se deve à maior resistência dos grãos de WC, assim como das
ligações desses carbonetos com o cobalto, quando comparado à dos
carbonetos TiC e TaC. Observou-se que, a baixas velocidades de corte, o
mecanismo de desgaste por attrition mostrou-se predominante, com as ligas de
WC-Co apresentando as menores taxas de desgaste.
d)Tamanho de grão de carboneto: de um modo geral, pode-se dizer que o
mecanismo de desgaste por attrition é fortemente influenciado pelo tamanho
dos grãos de carboneto. Em usinagens com ferramentas de metal duro, o

Revisão Bibliográfica 49
tamanho do grão apresenta-se como um fator de grande importância para a
taxa de desgaste por attrition, maior até mesmo do que a própria dureza da
ferramenta. Ferramentas com ligas de granulação mais fina apresentam maior
resistência ao desgaste por attrition do que aquelas com ligas de granulação
mais grosseira. Trent (1991), estudou as taxas de desgaste proporcionadas por
uma série de ferramentas WC - Co (6% de Co) usadas na usinagem de ferro
fundido cinzento sob condições de attrition .Os resultados mostraram que
quanto menor o tamanho de grão, menor é a taxa de desgaste observada para
um mesmo tempo de usinagem.
V. Desgaste Abrasivo
O desgaste abrasivo envolve a perda de material por microsulcamento, e
requer a presença de partículas de dureza superior ao material da ferramenta
(normalmente contidas no material de trabalho), que são forçadas contra a
superfície da ferramenta durante o corte (Fig. 2.22). Pode resultar também de
partículas duras presentes na própria ferramenta (grãos de carbonetos ou
fragmentos destes), que são arrancadas por attrition, ou ainda por óxidos que
são formados na periferia da área de contato cavaco-ferramenta, e que são
removidos pelo fluxo de cavaco (Tennenhouse e Runkle, 1987).
O desgaste abrasivo torna-se particularmente importante durante a usinagens
de certos materiais com elevadas concentrações de inclusões não metálicas,
tais como: carbonetos, óxidos e silicatos. Tais partículas, ao serem arrastadas
durante a usinagem, danificam a superfície de saída da ferramenta, originando
crateras e/ou entalhes.
Utilizando uma ferramenta de metal duro da classe K 20, Marinov (1996), fez
um estudo sobre o que considera os principais fatores que influenciam o
mecanismo de desgaste por abrasão: a condição de corte utilizada, o tamanho
e a concentração das partículas abrasivas envolvidas no corte e os tipos de
partículas presentes no material de trabalho. As partículas abrasivas estudadas
foram: Al203 , Si02 e SiC. As concentrações utilizadas: 0.0127, 0.0255, 0.127 e
0.318% em volume. O tamanho das partículas: 8, 40 e 90 μm. As condições de
corte foram variadas da seguinte maneira: velocidade de corte, vc, entre 19.5 e
45 m/min, avanço, f, entre 0.15 e 0.33 mm/rev e a profundidade de corte, ap,

Revisão Bibliográfica 50
entre 1.2 e 2.5 mm. Com relação ao tipo de partícula abrasiva, os resultados
mostraram que a inclusão mais dura (Al203), apresentou quantidade de
desgaste abrasivo mais de 10 vezes superior à quantidade de desgaste
apresentada pela inclusão mais macia (Si02), e quase 2 vezes superior à
quantidade apresentada pela inclusão SiC.
Em relação ao tamanho das partículas abrasivas, observou-se que esta
variável pouco afeta o desgaste abrasivo. No entanto, um ligeiro aumento do
desgaste gerado foi verificado com o aumento do tamanho das 3 partículas
estudadas.
O estudo da variação da concentração de partículas no desgaste abrasivo
mostrou a existência de uma relação quase direta entre essas duas variáveis.
Quanto maior a concentração, maior foi o desgaste abrasivo observado para
todos os tipos de partículas analisadas.
De acordo com Trent (1991), o mecanismo de desgaste por abrasão em
ferramentas de metal duro torna-se efetivamente significativo sob condições de
escorregamento. Ele sugere que seria pouco provável que pequenas partículas
de inclusões duras do material de trabalho pudessem proporcionar desgaste
abrasivo importante sob condições de aderência.
VI. Desgaste Entalhe
É considerado um processo, ao invés de um mecanismo de desgaste. Ele é
caracterizado pela formação de entalhes profundos em forma de ‘V’ nas
arestas principal e secundária de corte, ocorrendo principalmente na usinagem
de materiais resistentes a elevadas temperaturas, tais como: ligas de Ni, Ti, Co,
aço inox, etc. Ainda não existe um consenso entre os pesquisadores que
explique exatamente o mecanismo que provoca o desgaste de entalhe, embora
Shaw (1984), enumere algumas causas prováveis:
• a presença de uma camada abrasiva de óxido na superfície de usinagem;
• concentração de tensões;
• trincas térmicas causadas por um gradiente de temperatura súbito;
• presença de rebarbas na superfície a ser usinada;
• presença de uma camada encruada subsequente à superfície de corte;

Revisão Bibliográfica 51
• fluxo de aresta postiça de corte paralelo à aresta de corte;
• fadiga do material da ferramenta causada pela flutuação de força na
superficie livre; acompanhado de pequenos movimentos laterais da aresta
do cavaco.
Trent (1991), sugeriu que óxidos se formariam continuamente na interface
cavaco-ferramenta, aderindo-se então à ferramenta, sendo que a quebra das
junções de aderência entre os óxidos e a ferramenta poderia, ocasionalmente,
remover material da superfície desta última. Entretanto a teoria que prevalece é
a proposta por , Shaw et alli, (1966), afirmam que o entalhe na forma de v é
formado pelas rebarbas produzidas nas arestas laterais do cavaco, envolvendo
um mecanismo de aderência e arrancamento (attrition), (Fig. 2.22)
2.6.2. Formas de desgastes
Durante o processo de usinagem, ocorre o contato físico da ferramenta com a
peça e o contato do cavaco com a ferramenta, em um determinado meio e
condições dinâmicas de corte. Isto conseqüentemente acarretará mudanças na
geometria e na forma original da aresta da ferramenta, devido a ocorrência de
desgaste progressivo.
Na Figura 2.23 mostra-se as principais áreas de desgaste e identifica três
formas de desgastes.
Figura 2.23.-Localização dos principais formas de desgastes em uma
ferramenta de corte (Dearnley e Trent,1991).

Revisão Bibliográfica 52
A classificação quanto às formas de desgastes, mostradas na Fig. 2.23, são:
• Região A - Desgaste de cratera
• Região B – Desgaste de flanco
• Região C e D – Desgaste de entalhe
a) Desgaste de Cratera
Segundo Aspinwall e Chen (1978), este tipo de desgaste geralmente está
associado às elevadas temperaturas geradas na interface cavaco ferramenta,
ocorrendo devido a combinação dos mecanismos de desgaste denominados
difusão e adesão, e ocorrem na superfície de saída da ferramenta durante o
deslizamento do cavaco pela mesma. A máxima profundidade de cratera
geralmente ocorre próxima ao ponto médio do comprimento de contato entre o
cavaco e a superfície de saída, onde, acredita-se, a temperatura atinja seu
maior valor. A posição da cratera relativa a aresta de corte varia de acordo com
o material usinado, ocorrendo em geral atrás da aresta de corte. A
profundidade e a largura da cratera formada na superfície de saída da
ferramenta, estão relacionadas à velocidade e ao avanço empregados durante
o processo de corte (Ferraresi, 1977).
Pode não ocorrer em alguns processos de usinagem, principalmente quando
se utiliza ferramentas de metal duro recobertas (a cobertura de Al2 O3 é a mais
eficiente contra a craterização), ferramentas cerâmicas e quando o material da
peça é frágil (gera cavacos curtos). O crescimento do desgaste de cratera gera
a quebra da ferramenta, quando tal desgaste se encontra com o desgaste
frontal (Diniz et alli,1999).
b) Desgaste de Entalhe
Conforme comentado, o mecanismo de formação do entalhe não está bem
explicado. Portanto, considera-se que sob certas circunstâncias e condições de
operação, um grande entalhe é formado na aresta principal de corte (detalhe
‘C’ da Fig. 2.23.), na extremidade livre do cavaco, levando ao enfraquecimento
da aresta de corte. Entalhes menores também são formados na aresta

Revisão Bibliográfica 53
secundária de corte (detalhe ‘D’ da Fig. 2.23), influenciando principalmente o
acabamento superficial produzido.
c) Desgaste Flanco
Em geral, é o principal fator a limitar a vida das ferramentas de corte. Decorre
da perda do ângulo de folga da ferramenta, ocasionando um aumento da área
de contato entre a superfície de folga e o material da peça, aumentando
consequentemente o atrito naquela área.Todo processo de usinagem causa
desgaste de flanco, este tipo de desgaste provoca a deterioração do
acabamento superficial e a perda das características dimensionais da peça.
Este desgaste é acelerado pelo aumento da velocidade de corte.
Beloni (2001) descreve em seu trabalho o modelo gráfico que Smith (1989),
apresentou para representar a evolução do desgaste de flanco VBBmáx com o
tempo de usinagem (Fig. 2.24). Nesta curva tem-se destacada a evolução do
desgaste por regiões, denominadas de região primária ou inicial, região
secundária ou progressiva e região terciária ou catastrófica.
Figura 2.24. -Curva representativa da evolução do desgaste de flanco de uma
ferramenta (Smith,1989).
Smith (1989) apresentou como justificativa para a ocorrência dessas regiões a
própria evolução do desgaste durante o corte. A região inicial, no inicio do
processo de corte, é caracterizada pela fase de acerto das arestas cortantes
ainda novas sobre a peça. Nesta etapa, tem-se um crescimento bem acelerado

Revisão Bibliográfica 54
do desgaste de flanco. Com o decorrer da usinagem, já na região secundária
da Fig. 2.24, verifica-se uma evolução menos acentuada do desgaste,
justificada pela uniformidade que o contato das arestas da ferramenta passam
a ter com o material da peça. Mas com o aumento do tempo de trabalho, a
medida que a ferramenta vai se desgastando, a evolução do desgaste VBBmáx,
passa outra vez a crescer rapidamente. Essa nova etapa é denominada região
de interface ferramenta-peça e normalmente se inicia quando a ferramenta
atinge valores de desgaste de flanco máximo da ordem de 0.8 mm, caracteriza
a necessidade de se proceder a substituição das ferramentas por outras novas.
2.6.3. Critérios para medição do desgaste de uma ferramenta
A norma ISO 3685 utiliza os parâmetros KT, VBB, VBBmáx e VBN para quantificar
o desgaste nas ferramentas de corte (fig.2.25). O critério recomendado para
avaliar ferramentas de aço-rápido , metal duro e cerâmica é:
a) Desgaste de flanco médio, VBB= 0.3 mm;
b) Desgaste de flanco máximo, VBBmáx = 0.6 mm;
c) Profundidade de cratera, KT = 0,06 + 0,3 f, onde f é avanço em mm/rev;
d) Falha catastrófica.
Mede-se ainda o valor dos desgastes gerados na superfície de folga pelos
entalhes (VBN e VBC). Na superfície de saída tem-se os desgastes:
Profundidade de cratera (Kt), Largura da cratera (KB) e Distância do centro da
cratera à aresta de corte (KM). (Fig. 2.25).

Revisão Bibliográfica 55
Figura 2.25.- Parâmetros utilizados para medir os desgastes das ferramentas
de corte (Trent,1991).
2.7. Formação de Rebarbas em Processos de Usinagem
A formação de rebarbas no processo de usinagem é um dos principais
problemas enfrentados pela industrias de manufatura. As rebarbas causam
distorções geométricas das superfícies usinadas impedindo o ajuste fino
desejável na montagem dos componentes, além disto colocam em risco a
segurança física dos operários e ainda podem se soltar durante o
funcionamento dos sistemas mecânicos.No caso dos motores a combustão
interna isto é extremamente critico, pois pode-se contaminar os sistemas de
lubrificação e refrigeração ou podem causar o travamento de peças móveis.
Porém, apesar da importância que o assunto requer, existem poucos estudos
sobre os mecanismos de sua formação. Na verdade, existem mais pesquisas
sobre o processo de rebarbação do que para se conhecer os mecanismos de
formação da rebarba para assim tentar minimiza-las ou quem sabe evitá-las. O
motivo disto é a grande complexidade e números de variáveis a serem
analisadas, tais como: material a ser usinado, geometria e afiação da
ferramenta de corte, parâmetros de usinagem, processo de usinagem,
características da máquina-ferramenta, entre outros. A simples verificação das
características das rebarbas ou a observação do comportamento do material
durante a sua formação, exigem procedimentos mais elaborados de
observações em laboratórios (Gillespie, 1973, Kazuo e Minoru, 1986, Chern e

Revisão Bibliográfica 56
Dornfeld, 1996, Ko e Dornfeld, 1996, Olvera e Barrow, 1996, Souza Jr. 2001 e
Kise e Bacci, 2001).
2.7.1. Mecanismos de formação de Rebarbas
Chern e Dornfeld (1996), observaram a formação de rebarbas no corte
ortogonal, usando como instrumento o microscópio eletrônico de varredura e
verificaram que quando a ferramenta avança por sobre a peça de trabalho e
chega em um determinado ponto A, dar-se-á inicio ao processo de formação da
rebarba. Pode-se observar que tal formação é caracterizada pelo aparecimento
do angulo de cisalhamento negativo βo (Fig. 2.26). Observou-se também que
existe uma ocorrência de fratura ao longo do plano AC, o que nos faz concluir
que o cavaco vai se separar ao longo deste plano de cisalhamento e que não
será um elemento de influência no processo de formação da rebarba. A
ferramenta continua a se movimentar sobre a superfície saindo do ponto A para
o ponto A1 e o plano de deformação negativa também sofre uma rotação de AB
para A1B. No modelo desenvolvido por eles, foi assumido que a parte BCE esta
livre de tensões e o deslocamento do triangulo retângulo BCE é rotacionado
em torno do ponto B.

Revisão Bibliográfica 57
Figura. 2.26 - Formação da rebarba (Chern an Dornfeld,1996).
2.7.2. Tipos de Rebarbas
Segundo Gillespie e Blotter (1976), existem quatro tipos de mecanismos de
formação de rebarbas os quais eles identificaram como:
a) Rebarba de Poisson (poisson burr) formada quando o material é
comprimido no momento do corte e então se desloca para os lados da
ferramenta;
b) Rebarba observada na saída da região de corte provocada pelo
curvamento do cavaco na direção do corte, o mesmo não consegue ser
totalmente cisalhado e dobra-se no final (roll-over burr);
c) Rebarba de ruptura, o cavaco separa-se da peça como se estivesse
sendo rasgado e não cortado,deixando uma rebarba residual (tear burr);
d) Rebarba cut-off burr ocasionada pelo arrancamento do material mesmo
antes de se completar o corte, no serramento ela esta presente.

Revisão Bibliográfica 58
Ko e Dornfeld (1996), em estudo teórico e experimental de formação da
rebarba de saída ou rebarba roll-over, no corte ortogonal de materiais dúcteis,
elaboraram um modelo quantitativo que prevê o tamanho da rebarba de saída
(altura e espessura). Neste modelo, tais características podem ser
determinadas pelas condições de corte, pela geometria da ferramenta e pelo
material da peça desde que seja conhecido o ângulo de cisalhamento e o
comprimento de contato cavaco/ferramenta. Afirmam, também, que a altura e a
espessura da rebarba de saída diminui quando aumenta-se o ângulo de saída
da ferramenta e diminui-se a espessura de corte.
De forma diferente, Hashimura et alli (1999), utilizaram-se do corte oblíquo e
ortogonal e investigaram a influência do ângulo de inclinação na formação
tridimensional de rebarbas de saída e rebarba lateral. Os resultados permitiram
concluir que a espessura da rebarba de saída diminui e a altura da rebarba
lateral aumenta quando se aumenta o ângulo de inclinação.
Os trabalhos realizados até o presente momento, sobre este assunto, indicam
que é pouco provável que se consiga eliminar a formação de rebarbas dos
processos de usinagem, entretanto, mostram que os parâmetros de corte, a
geometria da ferramenta, o uso ou não de fluido de corte e as propriedades do
material influenciam diretamente nas dimensões das rebarbas e podem ser
utilizados para minimizá-las.
2.7.3. Rebarbas de Saída “Roll-over burr”
Gillespie e Blotter (1976), classificaram como roll-over burr as rebarbas
encontradas ao final do corte, formada na superfície de saída da ferramenta da
peça em função do material fletido na direção de saída da ferramenta, pela
ação da ferramenta. É o material que deveria sofrer cisalhamento para formar
cavaco e se separar da peça e, ao invés, sofre flexão e não é arrancado.
Observa-se que esta rebarba é a porção final de material a ser retirado que tem
a seção de corte progressivamente diminuída e a partir de determinada
espessura, prevista por Ko et alli (1991), não oferece resistência à aresta de
corte suficiente para iniciar o processo de cisalhamento. Com o contínuo
avanço da ferramenta, esta porção de material sofre flexão na direção de saída
da ferramenta, formando a rebarba.

Revisão Bibliográfica 59
Segundo Gillespie e Blotter (1976), a formação da rebarba de saída
normalmente é considerada como sendo essencialmente um cavaco que é
empurrado pela ferramenta, na direção de avanço ao invés de ser cisalhado.
Segundo este mecanismo, a altura desta rebarba deve ser igual a profundidade
de corte.
A formação da rebarba de saída envolve dentre outros fatores a resistência da
porção de material que se dobra para formar a rebarba. Assim, com o aumento
do ângulo de posição a seção do cavaco se torna mais uniforme, ou seja, toda
a porção que se dobra formando a rebarba tem a mesma espessura e por isto
a altura da rebarba aumenta.
Porém para ângulos de posição maiores que 45º a altura de rebarba é maior do
que a profundidade de corte, isto porque nestas condições o mecanismo de
formação da rebarba não é simplesmente a flexão da porção de material da
peça, mas também a usinagem deste material formando um prolongamento da
rebarba pela deformação da extremidade. Observa-se que uma parte da
rebarba é formada por uma porção de material que fletiu devido aos esforços,
principalmente devido à força de avanço. Este material também sofre usinagem
após fletir e uma segunda rebarba se forma resultando numa altura de rebarba
maior que a profundidade de corte (Kise e Da Silva, 2001).
A espessura da rebarba de saída está diretamente relacionada com o avanço e
com o ângulo de posição. A força de avanço aumenta quando este aumenta e
assim a espessura da rebarba deve aumentar com o avanço, pois a força
disponível para flexionar o material é maior, porém em ensaios realizados
observou-se que a velocidade de corte e a profundidade de corte não
influenciam a espessura da rebarba (Kise e Da Silva, 2001).
2.7.4. Quebra da lateral da peça - Breakout
A partir de determinada posição da ferramenta, na iminência de sair da peça,
as restrições no plano de cisalhamento secundário não são mais suficientes
para promover grandes tensões de tração na extremidade da ferramenta e
mais, no plano de cisalhamento secundário as tensões de cisalhamento
também são reduzidas. Com isto, a formação do cavaco é suprimida e a

Revisão Bibliográfica 60
porção de material que está à frente da ferramenta é forçada e dobrada para
fora da peça, formando a rebarba (Souza jr, et alli, 2002)
Devido à geometria da ferramenta é gerado um segundo plano de
cisalhamento, abaixo da superfície da peça, denominado por Ko e Dornfeld,
(1996), por plano de cisalhamento negativo. Nele, o campo de deformações
plásticas pode se estender da ponta da ferramenta até o ponto de pivotamento.
Caso estas deformações superem a deformação crítica na fratura, εf, a trinca
que nucleou na ponta da ferramenta se propaga instantaneamente segundo
este plano, formando a chamada rebarba negativa, caracterizando o
mecanismo denominado por breakout. Este fenômeno pode ocorrer tanto nos
materiais dúcteis como nos frágeis, mas é mais comum nos últimos (Hashimura
et alli, 1999). O breakout é extremamente prejudicial à peça e pode inclusive
levá-la ao refugo, pois uma porção de material da peça é retirada, abaixo do
plano de trabalho e na prática ele é indesejável.

Revisão Bibliográfica 61
Ferramenta
Peça
Plano de
cisalhamento
primário
vc
Ponto de
Pivotamento
Plano de
cisalhamento
negativo
Figura 2.27 - Planos de cisalhamentos primário, negativo e ponto de
2.8. Acabamento Superficial
pivotamento (Hashimura et alli, 1999).
Normalmente as peças mecânicas possuem especificações de projeto que
definem o tipo de acabamento superficial que as mesmas precisam ter, para
poderem trabalhar oferecendo o nível de qualidade necessário à operação e
garantirem a vida do sistema em que operam.
A qualidade de uma superfície normalmente é avaliada em função da medição
de quatro parâmetros, que são: Rugosidade, ondulações, marcas de avanço e
falhas (Juneja and Swkhon,1987; Shaw,1984), (Fig. 2.28 e 2.29)
Figura 2.28 - Textura de uma superfície mostrando a combinação dos efeitos
de (A) rugosidade, (B) ondulações e (C) erro de forma.
(Dagnall,1998).

Revisão Bibliográfica 62
Figura 2.29 - Parâmetros que definem o acabamento superficial: a) Rugosidade
superficial; b) ondulações; c)Marcas de avanço; d) Falhas (Junela
and Swkhon, 1987).
Um fator muito importante na medição dos parâmetros de Ra e Rt, é a
determinação do valor do comprimento de medição, L (cut-off), representado
na Fig. 2.29. O seu valor define o comprimento de amostragem que serve de
referência para a medição da altura e profundidade das irregularidades no
cálculo da rugosidade. A norma ISO 4288 estabelece, em função da estimativa
da distância entre sulcos da superfície usinada, os critérios para a correta
seleção do cut-off.
2.8.1. Rugosidade Superficial
A rugosidade média Ra é definida como o valor médio aritmético de todos os
desvios do perfil em relação a uma linha média, dentro de um dado
comprimento de amostragem L, conforme mostra a Fig. 2.30. Este valor é
obtido medindo-se os desvios dos picos e vales em relação à linha de centro.

Revisão Bibliográfica 63
Figura 2.30 - Parâmetro Ra para medir o acabamento superficial (Dagnall,1998
e Machado e Da Silva,1999).
As Equações 2.1 e 2.2 mostram matematicamente as expressões de Ra e Rq,
respectivamente.
R a
=
RMS Rq
=
y1
+ y2
+ .... +
n
yn
2 2
y1
+ y2
+ ... + yn
n
2
(2.1)
= (2.2)
Para cada superfície temos uma série de parâmetros para serem relacionados,
por exemplo:
• Parâmetros de amplitude: Determinados somente por alturas de picos ou
vales, ou ambos, independentemente do espaçamento horizontal (ex.:
Ra).
• Parâmetros de espaçamento: Determinados somente pelos
espaçamentos das irregularidades ao longo da superfície.
• Parâmetros híbridos : Determinados por amplitude e espaçamento em
conjunto (ex.: comprimento de onda médio).

Revisão Bibliográfica 64
2.8.2. Ondulações
Ondulações consistem de todas irregularidades superficiais cujos
espaçamentos são maiores que o cut-off (aproximadamente 1 mm). Pode ser
causado por vibrações e deflexões da ferramenta e/ou peça, devido a forças de
corte e temperaturas de corte.
A diferença entre rugosidade e ondulação é principalmente de escala. A
maioria dos parâmetros de rugosidade tem sua contraparte para ondulação.
Exemplos de parâmetros de ondulação: Wa, Wq, Wz, Wp, Wt, Wmax e outros.
2.8.3. Marcas de avanço
São marcas que denotam as direções predominantes das irregularidades
superficiais. Elas dependem da orientação da peça e da ferramenta de corte na
máquina e da natureza do movimento relativo entre as duas.
2.8.4. Falhas na Superfície
São interrupções na topografia típica da superfície de um componente. São
não intensionais, inesperadas e indesejáveis. Podem ser causadas por defeitos
inerentes, tais como: inclusões, trincas, bolhas, ou podem surgir também
durante o processo de corte.
2.8.5. Efeitos de alguns parâmetros de usinagem no acabamento
superficial
O acabamento superficial sofre influência de vários parâmetros de usinagem,
incluindo: a geometria da ferramenta de corte, geometria da peça, rigidez da
máquina ferramenta, material da peça, condições de corte e material da
ferramenta.
Em geral a rugosidade é menor (ou o acabamento é melhor) quando (Drozda e
Wick, 1983 e Machado e Da Silva, 1999):
• Deflexões geradas por esforços de usinagem ou vibrações são pequenas;
• A ponta da ferramenta não é aguda;
• A ferramenta e a peça estão corretamente posicionadas e centradas
(evitar desvios);

Revisão Bibliográfica 65
• O material da peça é inerentemente puro, livre de defeitos (trintas, bolhas
e inclusões);
• O eixo principal da máquina ferramenta está corretamente alinhado e as
guias sem desgastes;
• A aresta de corte sem quebras;
• Corte sem aresta postiça de corte (APC);
Peças longas e finas são mais sensíveis às forças elásticas e dinâmicas. Como
resultado, as ondulações são mais pronunciadas. Por outro lado, peças
grandes (grandes seções transversais), são rígidas e as alturas das
ondulações são pequenas.
Sobre as características da geometria da ferramenta pode-se comentar:
γo - quanto maior o ângulo de saída, menores as forças de usinagem e
portanto, as alturas das ondulações e deflexões são menores.
αo - o ângulo de folga deve ser suficiente para prevenir o atrito entre a
ferramenta e superfície usinada. O atrito gera forças adicionais que
causam as deflexões. O contato com atrito tende a imprimir, na superfície
usinada. O perfil do desgaste da ferramenta. Devem possuir valores
adequados para ajudar na saída de fragmentos de APC, evitando que
esses fragmentos fiquem grudados nas superfícies usinadas
rn - o raio de ponta da ferramenta deve ser suficientemente grande para
diminuir o efeito dos dentes de serra das marcas de avanço, com
apreciável melhora no acabamento. Entretanto um raio de ponta
excessivo, pode gerar vibrações.
χr e χ’r - (ângulo de posição)- o efeito destes ângulos é pequeno, mas uma
redução no ângulo de posição diminui as marcas de avanço e melhora o
escoamento do cavaco e acabamento. χr muito pequeno, pode causar
vibrações. O aumento do ângulo de posição lateral aumenta a altura das
marcas de avanço e prejudica o acabamento. É comum usar χ’r=0 o por
um comprimento de 1,5 x “ƒ” para remover parcialmente ou totalmente as
marcas de avanço. Este método, porém, pode causar vibrações.

Revisão Bibliográfica 66
O porta-ferramenta deve possuir uma seção transversal grande o suficiente
para assim minimizar deflexões. Já a máquina operatriz deve ser rígida, sem
erros de alinhamento e com movimentos precisos, para não interferir no
acabamento superficial. As principais características desejadas em uma
máquina são:
• Potência suficiente para manter a velocidade e o avanço requerido, sem
problemas.
• Adequada resistência para evitar deflexões.
• Rigidez e amortecimento contra vibrações.
• Ter uma base (fundação) adequada para minimizar vibrações e
transmissão para outras máquinas.
• Precisão na fabricação para reduzir ao mínimo o desalinhamento.
• Meios adequados para suportar rigidamente a peça e a ferramenta.
Avaliando o material da peça vemos que os fatores que afetam o acabamento
superficial são: Composição química, dureza, microestrutura e a consistência
metalúrgica são fatores que podem afetar o acabamento superficial. Em geral,
o acabamento superficial é melhorado com uma composição química que
desfavorece o aparecimento da APC., como:
• Alta dureza e baixa ductilidade.
• Granulação fina e alta dureza dos microconstituintes.
• Alta consistência nas propriedades (ao longo de toda seção transversal).
Avaliando a interferência dos parâmetros de corte com o acabamento
superficial percebemos que o aumento da velocidade de corte, em geral, tende
a melhorar o acabamento superficial. Em baixas velocidades as forças são
maiores e pode acontecer APC. Em velocidades de corte mais elevadas, o
acabamento superficial se torna insensível à velocidade de corte.
O avanço e a profundidade de corte são muito mais influentes no acabamento
superficial. Dos dois, o avanço é mais influente. A altura dos picos e a
profundidade dos vales das marcas de avanço são proporcionais ao quadrado
do avanço. A profundidade de corte aumenta as forças e, portanto as

Revisão Bibliográfica 67
deflexões. As alturas das ondulações também são aumentadas com a
profundidade de corte.
Os materiais para ferramentas de corte mais resistentes suportam maiores
velocidades, permitindo a eliminação da APC. Assim, metais duros e cerâmicos
são melhores que HSS (aço rápido) e aço carbono.
Em aplicações onde a tenacidade é primordial para manter a aresta de corte
livre de falhas, o HSS torna-se mais adequado. Quanto menor o atrito entre a
peça e a ferramenta, melhor o acabamento superficial. Neste ponto, os metais
duros e as cerâmicas são superiores ao HSS. Entre os dois primeiros as
diferenças são pequenas.
O fluido de corte também influência as características de acabamento
superficial, pois ele diminui o desgaste. Como lubrificante, ele diminui o atrito
entre a ferramenta e a peça ou cavaco. Tudo isto, melhora o acabamento
superficial.
2.9. Aresta Postiça de Corte
O fenômeno conhecido como Aresta Postiça de Corte (APC) é normalmente
observado em usinagem com baixa velocidade de corte e se apresenta na
interface do cavaco-ferramenta. Segundo Trent (1991), o mecanismo de
formação da APC ocorre da seguinte maneira: uma primeira camada de
material da peça , sujeita a altas compressões, se une a ferramenta por meio
de ligações atômicas, este material sofre encruamento e aumenta
significativamente o limite de escoamento sendo que neste ponto as tensões
de cisalhamento são insuficiente para quebrar as ligações. As deformações
então continuam nas camadas adjacentes, mais afastadas da interface, até que
elas também são suficientemente encruadas. Pela repetição deste processo,
uma sucessão de camadas formam a APC. Muitas experiências comprovaram
que a APC é continua com o material da peça (Fig.2.31), ao invés de ser um
corpo separado de material encruado, sobre o qual o cavaco se escoa. O
tamanho da APC não pode aumentar indefinidamente, quando seu tamanho
atinge um valor no qual a tensão de cisalhamento é suficiente para mudar a
zona de cisalhamento primária (que até então acontecia acima da APC), para
dentro do corpo desta, partes de sua estrutura é cisalhada e arrastada entre a

Revisão Bibliográfica 68
superfície da peça e a superfície da folga da ferramenta, e também entre a
superfície inferior do cavaco e a superfície de saída da ferramenta. Wallbank
(1979) examinou a microestrutura da APC e percebeu que existia várias
microtrincas em redor dos pontos A e B da Fig. 2.31 estas trincas foram
consideradas as responsáveis pela formação da APC.
Figura 2.31 -. Aresta postiça de corte APC, Trent (1991).
Já foi provado experimentalmente por Willians e Rollanson (1970) que a APC
só se forma na presença de uma segunda fase do material sob corte. Milovic e
Walbank (1983), explicaram isto teoricamente, pela presença de um sistema tri-
axial de tensões nas redondezas da segunda fase deformada, causado pelas
diferentes taxas de deformações entre a segunda fase e a matriz. Este sistema
tri-axial de tensões levará a formação de trincas nos pontos A e B conforme já
mencionado. Estes pesquisadores também encontraram APC’s com diferentes
geometrias e as classificaram de acordo com a fig. 2.32, a mudança de (a) pra
(d) é feita com o aumento da velocidade de corte, sendo que em (d) tem-se a
presença da zona de fluxo.
Figura 2.32 - Variação da geometria da APC c/ a Velocidade de Corte (Milovik
e Wallbank,1983).

Revisão Bibliográfica 69
Tanto a temperatura quanto a plasticidade relativa da segunda fase interfere na
geometria da APC. Em teste experimental Bandyopadhyay (1984) mostrou que
a APC podia ser eliminada apenas pré-aquecendo a ferramenta de corte, isto
porque quando o material é aquecido ocorre o amolecimento do mesmo
eliminando a possibilidade de encruamento tão necessário a formação da
APC.Este fato explica também o desaparecimento da APC quando se aumenta
a velocidade de corte e conseqüentemente a temperatura na região de corte.
Portanto, existirá um momento em que a APC deixará de existir a um dado
valor de velocidade , este valor é chamado de velocidade critica de corte vccrítica.
Na Figura 2.33 mostra-se a variação da dimensão da aresta de corte em
relação a velocidade de corte.
Altura ou
Comprimento da
APC
Estável Instável
v crítica
Velocidade de Corte
Figura 2.33- Variação da APC c/ a velocidade de corte apresentando também a
velocidade critica (Machado e Da Silva,1999).

3.1. Comentários Iniciais
Capítulo 3
PROCEDIMENTOS EXPERIMENTAIS
O principal problema enfrentado na usinagem dos mancais bimetálicos é o
aparecimento de rebarbas na saída dos mancais, como comentado na introdução
deste trabalho. A rebarba nesta região ocasiona problemas de blocagem na
operação seguinte e provoca problema na montagem do virabrequim pois ela
funciona como um calço para a bronzina, o que retira a folga do conjunto
mancal/virabrequim e provoca o respectivo travamento do sistema. Numa
produção seriada, como a do motor, é impossível conviver com estes problemas,
sendo necessário às vezes dispor de mão de obra produtiva para realizar a
rebarbação. Além disto, o aparecimento da rebarba obriga a realização da troca
da ferramenta acarretando assim a elevação do custo de usinagem. Os ensaios
experimentais de usinagem realizados, buscaram avaliar uma melhor escolha do
parâmetro de avanço (f) que pudesse diminuir as rebarbas citadas. Para
realização destes ensaios foi definido um lote padrão de 300 peças o qual poderia
abranger toda a vida útil das ferramentas, sejam de desbastes (Metal Duro) ou de
acabamento (PCBN).
Na prática, as ferramentas são trocadas quando começa a aparecer, após o
acabamento, rebarbas na saída dos mancais bimetálicos, com altura superior a
0,1 mm.. Quando o comprimento da rebarba no acabamento (ferramenta de
PCBN) começa atingir 0,10 mm, no pré-acabamento (ferramenta de Metal Duro) a
rebarba já alcança aproximadamente 0,2 mm de comprimento, sendo portanto
necessário providenciar também a troca dos insertos de desbaste.O menor
comprimento de rebarba observado no acabamento quando confrontado com o
desbaste se explica pela melhor resistência ao desgaste, da ferramenta de PCBN.
70

Procedimentos Experimentais 71
3.2. Características das Máquinas
Todo o trabalho foi desenvolvido na linha de produção do Motor FIRE da F.A.
Powertrain Ltda, especificamente na Unidade Tecnológica - Bloco Motor,
Operação 100, que consiste de uma linha seriada (transfer), modelo Transferta,
fabricada pela Comau (Fig.3.1) que é responsável pela usinagem de pré-
acabamento e acabamento do mancal bimetálico.
Figura 3.1. Transferta Comau.
As estações, inseridas na linha transfer, possuem construções semelhantes,
diferenciando apenas pelas diferentes formas de alojamento das ferramentas de
corte sobre as respectivas barras de mandrilamento (Fig.3.2). Uma
particularidade é que a estação em estudo possui outra idêntica como back-up,
que é utilizada quando a estação principal precisa parar para troca de
ferramentas. A troca de ferramenta de toda barra leva aproximadamente 30

Procedimentos Experimentais 72
minutos e caso não houvesse a estação back-up haveria uma perda de
produção considerável.
Figura 3.2. Barra de Mandrilamento.
A unidade de trabalho é comandada por eletrônica CNC e comando SIEMENS
modelo 840 D. A peça é posicionada pelos seus furos de referência de usinagem
após o ciclo de translação da máquina e em seguida é acionado um sistema
hidráulico constituído de uma barra que se desloca em direção da peça e tem a
função de eliminar possíveis folgas existentes entre o furo de referência do bloco e
os pinos de referimento da maquina. Após esta etapa, o sistema anti-vibracional
da máquina entra em ação tocando em 3 pontos na parte inferior do bloco (plano
do cárter), só então é realizada a fixação (blocagem) da peça.
A usinagem dos mancais ocorre no retorno do mandril. Para viabilizar este tipo de
usinagem é necessário que o mandril em seu primeiro movimento de avanço em

Procedimentos Experimentais 73
direção à peça, conte com o deslocamento em y da peça, provocando assim um
desalinhamento do centro do diâmetro dos mancais em relação ao centro do
diâmetro do mandril. Isto é importante porque permite a entrada da barra sem que
ocorra o choque dos insertos nas paredes do diâmetro dos mancais. Após a
entrada do mandril, a peça se movimenta novamente em y e alinha
respectivamente os centros do mandril e dos mancais. O mandril então retorna
usinando a peça.
A linha transfer dispõe de um sistema de medição, realizado durante o processo
(in process), fabricado pela Marposs que controla em 100% o diâmetro dos
mancais logo após a usinagem de acabamento. Se houver uma variação no
diâmetro além do especificado, a máquina gera alarme e para o seu
funcionamento.
3.3. Características das Barra de Mandrilar
As barras mandriladoras apresentam canais internos para a passagem do fluido
de corte. Neste caso, além do fluido fazer a sua refrigeração, ele é distribuído a
todas as ferramentas simultaneamente.
Para garantia da regulagem da altura dos insertos é utilizado um calibre padrão
com relógio comparador milesimal (resolução de 1 μm) com base imantada do
tipo cavalete para melhorar a estabilidade do processo de medição.
3.3.1. Barra de Mandrilar da Operação de Pré-Acabamento
Os insertos de Metal Duro são fixados à barra por meio de grampos e pode-se
regular a altura dos mesmos através de parafusos fixados à barra (Fig.3.3 e 3.4).
A barra possui um diâmetro de 50,7 mm e conta com porta-ferramentas
fabricado pela Widia 822.05.509 CAR. Nele são montado um total de 20
insertos.

Procedimentos Experimentais 74
Figura 3.3.- Sistema de fixação dos insertos no pré-acabamento
Figura 3.4-. Sistema de ajuste da altura dos insertos no pré-acabamento.

Procedimentos Experimentais 75
3.3.2. Barra de Mandrilar da Operação de Acabamento
Os insertos de PCBN são fixados a barra por meio de grampos e tem as suas
alturas reguladas por meio de ajuste fino que utiliza cápsulas micrométricas do
fornecedor Valenite (resolução de 5 μm), conforme mostrados na Fig. 3.5. A
barra tem diâmetro de 51,7 mm e conta com portas ferramentas MBSV. É
montado um total de 20 insertos na barra.
Figura 3.5. Sistema de fixação e regulagem por cápsula micrométrica.
3.4. Características do Fluido de Corte utilizado
A linha transfer utiliza em todas as suas usinagens o óleo Tutela Mecafluid ECOS5
que é um óleo emulsionável na concentração de 7%, aplicado por bicos
direcionados entre a superfície de saída da ferramenta e a parte inferior do cavaco
a uma pressão de 5 bar. Outro objetivo do fluido é garantir a limpeza da estação
de trabalho com atenção prioritária aos pinos e apoios da peça, a fim de garantir
que nenhum resíduo de cavaco se aloje nestas áreas, prejudicando o
posicionamento da peça. Ele ainda protege a máquina e a peça contra a corrosão.

Procedimentos Experimentais 76
Isto porque as superfícies recém obtidas da peça pela operação de usinagem e os
condutos de circulação dos fluidos de corte e outros componentes da máquina,
podem sofrer ataques corrosivo de agentes exteriores como umidade atmosférica,
vapores ácidos, etc. A proteção ocorre pela formação de uma película do fluido
que adere às superfícies da máquina e da peça. No caso da usinagem de ferro
fundido, todo cuidado é necessário para evitar-se a oxidação da peça.
3.5. Material do Mancal Bimetálico
O ponto mais relevante deste trabalho é justamente a condição de usinagem de
uma peça bimetálica. O que torna crítico tal usinagem é o comportamento
diferente dos dois materiais para um mesmo parâmetro de corte. Portanto, faz-se
necessário definir uma condição tal que possa atender aos dois materiais
simultaneamente.
3.5.1. Material do Bloco Motor
O bloco motor é fornecido pela TEKSID do Brasil uma fundição do grupo FIAT e
chega a linha de usinagem já com a operação de desbaste realizada. Chega com
o diâmetro de 48,5 mm e é obtido por uma operação de fresamento. A superfície
do mancal apresenta uma irregularidade provocada pelo furo de lubrificação e por
uma “unha” depressão utilizada para posicionamento da bronzina. O bloco motor
(Fig.3.6) é fabricado em Ferro Fundido Cinzento Lamelar GH 190 seguindo Norma
de Materiais 52205 editada pela Fiat Auto S.p.A.. A sua composição química é
apresentada na Tab. 3.1 e suas características mecânicas são:
Dureza Brinell = 190 a 240 HB
Tensão de Ruptura mínima R = 255 N/mm 2
Modulo de elasticidade E = 117700 N/mm 2

Procedimentos Experimentais 77
Tabela 3.1 – Composição química do Ferro Fundido Cinzento Lamelar.
Tipo FeFo C Si Mn Cr Ni Cu Mo S P
GH 190
Ferro
Fundido
Cinzento
3,2
a
3,5
2,0
a
2,5
Liga de Alumínio
- 0,2 - - - 0,15 0,10
Aço obtido pela
metalurgia do pó
Figura 3.6. Bloco motor em ferro fundido cinzento GH 190 (parte superior).
O ferro fundido cinzento GH 190 possui uma estrutura perlítica lamelar, com
máximo de 5% de ferrita aceitável. É também aceitável uma quantidade de
distribuição de grafita do tipo B e D e traços de cementita menor ou igual a 1% na
estrutura. A microestrutura é apresentada na Fig. 3.7.

Procedimentos Experimentais 78
Figura 3.7. Microestrutura do Ferro Fundido Cinzento lamelar GH 190.
3.5.2. Material do Mancal Inferior
O mancal inferior é fornecido pela SADA-OMR do Brasil e chega a linha de
usinagem já com a operação de desbaste realizada. Essa parte do mancal é
usinada externamente no fresamento e chega com o diâmetro de 48,5 mm. No
mancal inferior, a superfície apresenta um rasgo (“unha”) utilizada para
posicionamento da bucha de mancal (bronzina), mostrado na Fig. 3.8.

Procedimentos Experimentais 79
Entalhe
Figura 3.8.- Detalhe da parte fabricada pela metalurgia do pó, do mancal
bimetálico.
A parte inferior do mancal (Fig.3.6 e 3.9) é fabricado em Alumínio sendo que na
região dos mancais o material é aço obtido pela metalurgia do pó seguindo Norma
de Materiais Capitulado 902205 editada pela Fiat Auto S.p.A.. A sua composição
química é apresentada na Tab. 3.2 e suas características mecânicas são:
Dureza Brinell = aceitável acima de 100 HB
Tensão de Ruptura mínima R > 315 N/mm 2
Modulo de elasticidade E = 115000 N/mm 2

Procedimentos Experimentais 80
Tabela 3.2. Composição química do aço obtido pela metalurgia do pó.
Cgrafitico Cu Outros
0,50
a
0,62
2,80
a
3,20
elementos
Fe
< 1 resto
Figura 3.9.- Mancal inferior em alumínio.

Procedimentos Experimentais 81
3.5.3. Características dimensionais do Mancal Bimetálico.
Após recebimento e montagem das partes do bloco motor e do mancal inferior, o
diâmetro inicial do mancal bimetálico fica então definido (Fig.3.6, 3.8 e 3.9). Na
Tab. 3.3, mostra-se a evolução do diâmetro do mancal bimetálico após suas
respectivas usinagens.
Tabela. 3.3. Evolução do diâmetro ao longo do processo de usinagem.
Status
Retirada de material
no raio (mm)
1º ferramenta 2º ferramenta
φ
φ Final (mm)
Após montagem (desbastado) 48,5 mm
pré-acabamento 0,7 mm 0,35 mm 50,6 mm
acabamento 0,25 0,25 51,6 mm
3.6. Materiais das ferramentas
3.6.1. Insertos usados no pré-acabamento
O inserto SPMR 090308 VC2 de Metal Duro classe UC6010 (Fig. 3.10) usado na
usinagem de pré-acabamento é fabricados pela Mitsubishi Materials Corp. e suas
principais características de aplicação na usinagem do ferro fundido são:
Dureza substrato (metal duro - WC+Co): 90,5 HRA
T.R.S. substrato: 200 Kg/mm 2
Cobertura (Triplamente revestida): TiCN + Al203 +TiN

Procedimentos Experimentais 82
Processo de deposição: C.V.D.
Classe ISO: K15
Ângulo de folga: 11°
Raio de ponta: 0,8 mm
Com quebra cavaco.
Figura 3.10.- Inserto de metal duro, com quebra-cavacos.
3.6.2 Pastilha de PCBN utilizada no acabamento
O inserto SPGN 070208 de PCBN, da Classe DBC50 (Fig.3.11), utilizado na
usinagem de pré-acabamento é fabricado pela De Beers e suas principais
características são:
Dureza Knoop: 2750 kg/mm 2
Quantidade % de CBN : 50%
Tamanho grão: 2,0 μm
Aglomerante: Cerâmica Ti/Al

Procedimentos Experimentais 83
Ângulo de folga: 11º
Raio de ponta: 0,8 mm
Sem quebra cavaco
0,8 mm de
PCBN
Substrato de
Metal Duro
(WC + Co)
Figura 3.11.- Inserto de PCBN.
3.7. Metodologia utilizada nos ensaios experimentais
3.7.1. Definição do lote padrão
Para realização dos ensaios foi definido um lote padrão de 300 peças. O motivo
considerado na definição deste número está relacionado ao limite de
aceitabilidade do comprimento das rebarbas que surgem na saída da superfície de
usinagem dos mancais (Fig. 3.12). Na prática este limite ocorria entre 250 a 300
peças produzidas. Este valor era suficiente para acompanhar tanto a usinagem de
pré-acabamento quanto a usinagem de acabamento. Outro fator relevante para a
definição do tamanho do lote foi o perigo em potencial de ocorrer a quebra do
mancal na região de saída da ferramenta evento conhecido como breakout. O

Procedimentos Experimentais 84
breakout foi observado várias vezes na produção sempre que as ferramentas
superavam o limite de 300 peças produzidas.
Figura 3.12.- Região do aparecimento das rebarbas nos mancais
3.7.2 – Definição dos Parâmetros de Corte Usados nos Ensaios
O avanço de corte no pré-acabamento é de 0,27 mm/rev para o primeiro inserto e
0,21 para o segundo inserto. No acabamento é de 0,21 mm/rev para o 1º inserto e
0,12 mm/rev para o 2º inserto.(parâmetros de Try-out e aprovação da máquina)
Para cada ensaio, tanto no pré-acabamento como no acabamento, foram
experimentados mudanças no avanço (f) da 1 a e 2 a ferramenta de corte, em uma
lógica de variar o avanço em 20 % acima e abaixo do valor padronizado,
permitindo assim, verificar a influência do avanço na vida útil das ferramentas e na
qualidade superficial das peças usinadas. A Tabela.3.4 apresenta os parâmetros

Procedimentos Experimentais 85
de corte utilizados nos ensaios experimentais no pré-acabamento e na Tab. 3.5 os
parâmetros utilizados no acabamento.
Tabela. 3.4.- Parâmetros utilizados nos ensaios da estação de pré-acabamento.
Ensaio
experimental
Vc
(m/min)
n (rpm)
I 0,33 0,26
II 104 662 0.27 0.22
III
f (mm/rev) ap (mm)
1º inserto 2º inserto 1º inserto 2º inserto
0.21 0.18
0.7 0.35
Tabela 3.5 – Parâmetros utilizados nos ensaios da estação de acabamento.
Ensaio
experimental
Vc
(m/min)
n (rpm)
I 0.256 0.144
II 95 585 0.214 0.120
III
f (mm/rev) ap (mm)
1º inserto 2º inserto 1º inserto 2º inserto
0.1712 0.096
0.25 0.25

Procedimentos Experimentais 86
3.7.3. Profundidade de Corte (ap)
A profundidade de corte definida para a estação de pré-acabamento é de 0,7 mm
para o primeiro inserto e de 0,35 mm para o segundo inserto. Nesta estação não é
possível regulagem nas ferramentas. Já na estação de acabamento, tem-se uma
profundidade de corte igual para a primeira e segunda ferramenta de 0,25 mm.
3.7.4. Metodologia de Acompanhamento dos Ensaios Experimentais
Os lotes padrões de 300 peças foram avaliados periodicamente a cada 30, 60,
100, 150, 200, 250 e 300 peças usinadas. A cada etapa era medido o desgaste de
flanco máximo VBBmáx, o comprimento da rebarba gerada e os parâmetros de
rugosidade Ra e Rq, do mancal. O critério de fim de vida da ferramenta está
relacionado principalmente ao comprimento da rebarba gerada e não
propriamente ao desgaste de flanco máximo.
3.7.5. Medição do Comprimento da Rebarba Gerada
Todo trabalho de medição do comprimento das rebarbas (Fig. 3.13) geradas, foi
desenvolvido no Setor de Qualidade da Unidade Operativa Motor FIRE. Para esta
medição foi utilizado o apalpador Mitutoyo com resolução centesimal (100 μm),
montado em um traçador de altura. O conjunto montado realizava as medições
sobre uma mesa de desempeno em granito.
Figura 3.13.- Dimensões da rebarba

Procedimentos Experimentais 87
Após a usinagem, o bloco era soprado para eliminar todo o óleo solúvel utilizado
como líquido refrigerante na usinagem, porém era tomado todo cuidado
necessário para preservar a integridade da rebarba gerada na superfície de saída
do mancal bimetálico,e m seguida passa-se um pano limpo sobre o bloco motor
para finalizar a limpeza e retirar rebarbas de outros locais que não sejam as
investigadas neste trabalho.
O bloco motor possui 5 mancais, escolheu-se o mancal posterior para se fazer os
acompanhamentos e medições necessárias visto que este mancal possui uma
melhor condição de acesso para efetuação das medições citadas.
Para cada medição realizada foi levantado o comprimento de rebarba do lado aço
obtido pela metalurgia do pó (liga Fe-C-Cu) e do lado em ferro fundido cinzento.
Nos gráficos de análise da evolução da rebarba, foram traçados o maior valor
encontrado em cada lado.
3.7.6. Medição do Desgaste da Ferramenta de Corte
A medição do desgaste da ferramenta acontecia a cada 30, 60, 100, 150, 200,
250, e 300 peças produzidas, conforme citado anteriormente. A medição era
realizada sem a retirada da ferramenta de seu alojamento na barra de mandrilar.
O equipamento utilizado para medição do desgaste foi a Lupa Graduada Leitz com
resolução de 0,1 mm. Antes da medição do desgaste, providenciava-se a
sopragem e limpeza dos insertos.
Nas primeiras medições de desgaste, em testes exploratórios, foi observado que a
forma predominante era o desgaste de flanco VBBmáx. Portanto, ele foi selecionado
para acompanhar o desgaste na ferramenta.
Foram selecionadas algumas ferramentas para que fossem inspecionadas
minuciosamente no microscópio ótico fabricado pela OMIS MINI – Optical
Mensurement System mostrado na Fig. 3.14. Neste instrumento foi possível
avaliar a evolução do desgaste e a medida feita anteriormente na máquina.
Também foram realizadas fotografias das ferramentas desgastadas, no

Procedimentos Experimentais 88
microscópio eletrônico de varredura (MEV), com objetivo de identificar os
possíveis mecanismos de desgaste predominantes em cada condição avaliada.
Figura. 3.14.- Microscópio ótico OMNIS para avaliação do desgaste.
3.7.7. Medição dos parâmetros rugosidade Ra e Rq
Utilizou-se de um rugosímetro Taylor Hobson (Fig. 3.15) com apalpador de
diamante e ponta de raio igual a 0,2 μm, fixado a um altímetro para facilitar a
realização da medição. O cut-off definido foi de 0,80 mm.

Procedimentos Experimentais 89
Figura 3.15.- Rugosímetro Taylor Hobson, modelo Surtronic 3+.

Capítulo 4
RESULTADOS E DISCUSSÕES
Este capítulo visa apresentar e discutir os resultados dos ensaios
experimentais realizados. Será analisada a influência do avanço sobre a
evolução do desgaste das ferramentas e da consequente geração e aumento
do comprimento das rebarbas. Também será avaliado o acabamento
superficial dos mancais bimetálicos ao longo da vida útil das ferramentas de
corte. Um outro fator importante a ser abordado neste capítulo será a análise
dos mecanismos de desgastes. Para esta análise foi utilizado um microscópio
eletrônico de varredura (MEV), o qual possibilitou a realização de uma análise
detalhada da superfície das ferramentas de corte, apresentando detalhes das
ferramentas desgastadas, além de permitir a realização de análises químicas,
qualitativas por meio de EDX (Energy Dispersive X-Ray) acoplado ao MEV,
dos resíduos que permaneceram aderidos à ferramenta de corte.
Conforme já mencionado, no pré-acabamento utilizou-se de ferramentas de
metal duro (WC + Co) revestidas por três camadas, TiC+Al2O3+TiN, enquanto
no acabamento utilizou-se o PCBN-L (50% de CBN e 50% de reforço
metálico à base de Ti/Al).
O PCBN é utilizado na operação final para garantir a tolerância dimensional e
erros de forma dentro dos padrões especificados e não para garantir baixa
rugosidade. Além do mais, estes mancais passam por outra etapa de
usinagem, de brunimento e por último serão montadas bronzinas sobre os
mancais, evitando asssim o contato direto dos mancais com o virabrequim. O
PCBN possui boa relação entre coeficiente de dilatação térmica e expansão
volumétrica, o que o habilita a ser utilizado em situações de usinagem onde
os erros de forma são controlados dentro de estreitas faixas.
4.1. Usinagem de Pré-Acabamento - análise do desgaste de flanco
VBBmáx
90

Resultados e Discussões 91
Em todos os ensaios realizados no pré-acabamento foi mantida fixa a
velocidade de corte da 1 a e da 2 a ferramentas, em vc= 104 m/min. O único
parâmetro variado foi o avanço (f). Os insertos de corte utilizados para ambas
ferramentas foi o metal duro classe UC6010 da Mitsubishi.
Neste tópico serão apresentados os resultados do desgaste de flanco
máximo, VBBmáx, em função do número de peças produzidas. A busca do
melhor parâmetro de corte para minimizar este desgaste é fundamental para
se obter os menores comprimentos de rebarbas na região de saída dos
mancais. Além disto, sabe-se que retardar o desgaste de flanco significa
promover maior vida útil para a ferramenta e portanto, reduzir os custos de
fabricação.
4.1.1. Avaliação do desgaste de Flanco das 1 as ferramentas do pré-
acabamento em relação à variação avanço (f)
Na Figura 4.1 pode-se observar que o aumento do avanço provoca uma
redução no desgaste de flanco.
VBB máx (mm)
0,60
0,50
0,40
0,30
0,20
0,10
0,00
0,00
0,13
(f=0,33 m m /rev) (f=0,27 m m /rev) (f=0,2 1 m m /rev)
0,05
0,17
0,20 0,20
0,10
0,15
0,30
0,20
0,50
0,20
30 60 100 150 200 250
nº de pe ça s produzida s
Figura 4.1 - Evolução do VBBmáx das 1ª s ferramentas no pré-acabamento com
relação a variação do avanço (f).
O aumento do avanço provoca o aumento das componentes das forças de
usinagem, mas também provoca o aumento da área de contato cavaco-
ferramenta o que resulta na manutenção, ou até mesmo, redução da tensão
média de contato. O aumento do avanço também aumenta a temperatura na
interface cavaco-ferramenta. Segundo Diniz et alli (1999), quando se usina

Resultados e Discussões 92
em condições de corte que não permitem o aparecimento da aresta postiça
de corte (APC), o aumento do avanço tende a reduzir a vida da ferramenta,
ou seja, aumentar o desgaste. Neste trabalho, a velocidade de corte se
manteve fixa em 104 m/min, no pré-acabamento e segundo Wallbank (1979),
a APC se forma numa faixa de velocidades de corte, avanço e profundidade
de corte em que a temperatura na interface cavaco-ferramenta não é elevada
o suficiente para vencer o efeito do encruamento e consequente
endurecimento das fases presentes no material da peça. Trent (1991), relata
ter encontrado a APC, usinando ligas de cobre, em velocidades de até 600
m/min. A elevação dos parâmetros de avanço pode ter promovido o aumento
da temperatura na interface e consequentemente aumentado o efeito de
amolecimento do material da peça, vencendo assim a resistência das
camadas encruadas, características da APC. Com isto, as condições
necessárias para o surgimento, crescimento e estabilidade da APC, podem
ser desfeitas. Nestas sistuações a APC deixa de existir e a partir daí o fluxo
de cavaco se processa de forma contínua e uniforme. Segundo Wallbank,
(1979) e Willians e Rollanson, (1970) a velocidade de corte, seguido pelo
avanço e pela profundidade de corte, nessa ordem, são os fatores que mais
influenciam a temperatura na interface e consequentemente na formação da
APC, conforme apresentado no Capítulo 2, onde se mostrou a teoria de
formação da APC. Em determinados parâmetros de corte principalmente
velocidade de corte e avanço, pode-se ter a formação de APC dentro de uma
região de transição e de instabilidade, a qual provoca um ciclo de
aparecimento e desaparecimento, situação que é extremamente danosa à
ferramenta de corte e acelera o seu desgaste pelo mecanismo de adesão e
arrancamento (attrition). Neste caso, qualquer efeito eficaz na elevação da
temperatura da interface, como por exemplo, aquele provocado pelo aumento
do avanço, pode promover o desaparecimento definitivo da APC. Em
velocidades acima da crítica, em que a APC deixa de existir, o fluxo de
cavaco torna-se contínuo e o desgaste por attrition deixa de ser
determinante.
4.1.2. Avaliação do desgaste de Flanco VBBmáx das 2ª s ferramentas do
pré acabamento em relação a variação do avanço (f)

Resultados e Discussões 93
As segundas ferramentas encontram uma superfície já usinada com
características superficiais mais uniformes e com a superficie previamente
encruada (com maior dureza). Esta nova situação apresenta um novo
sistema tribológico bastante diferente do encontrado pelas ferramentas da
primeira usinagem de pré-acabamento. Nestas condições tem-se menor
desgaste da 2ª s ferramentas quando comparada com as 1ª s ferramentas.
Observa-se que o aumento do avanço, como ocorreu para as 1ª s , também
provoca um menor desgaste para as 2ª s ferramentas, conforme apresentado
na Fig. 4.2.
V B Bmáx (mm)
0,80
0,70
0,60
0,50
0,40
0,30
0,20
0,10
0,00
-0,10
-0,20
0,10
0,03
(f=0,26 m m /rev) (f=0,22 m m /rev) (f=0,1 8 m m /rev)
0,15
0,05
0,03
0,15
0,07
0,05
0,20
0,10
0,07
0,40
0,15
0,10
0,70
0,20
0,15
30 60 100 150 200 250
nº de pe ças pr oduzidas
Figura 4.2 - Evolução do VBBmáx das 2ª s ferramentas no pré-acabamento com
relação a variação do avanço (f).
A usinagem dos dois materiais distintos, com ferramentas de metal duro (WC
+ Co) triplamente revestida por TiC, Al2O3 e TiN, apresenta algumas
particularidades, como: na usinagem do ferro fundido cinzento, com elevado
percentual de carbonetos de silício, que são extremamente duros (HV entre
2100 e 2600), a abrasão pode ter influência acentuada, enquanto na
usinagem da liga Fe-C-Cu, obtida pela metalurgia do pó, o fato de se ter na
composição, metais não ferrosos como o cobre, com elevada afinidade
química com o titânio (Hutchings, 1992 e Williams, 1995) e com o alumínio
presente no revestimento do metal duro, pode facilitar a adesão e aliado à

Resultados e Discussões 94
temperatura na interface, promover a difusão, conforme mencionado no item
2.6.1.
Conceição Antônio e Davim (2002), usinando materiais compósitos obtidos
pela metalurgia do pó com ferramentas de diamante sintético (PCD)
encontraram resultados similares aos deste trabalho, mostrados nas Fig. 4.1
e 4.2. Eles testaram avanços de 0.05, 0.1 e 0.2 mm/rev, velocidades de corte
entre 250 e 700 m/min e observaram que o aumento do avanço promoveu a
melhora na vida das ferramentas. Hamiuddin e Murtaza (2001), estudaram o
efeito do percentual de cobre, fósforo e enxôfre na usinabilidade dos
materiais obtidos pela metalurgia do pó. Segundo eles, em maiores avanços
melhora-se a usinabilidade do material devido à maior facilidade de
cisalhamento interno (tear point).
Observa-se nas Figuras 4.1 e 4.2 que o aumento do avanço promove a
melhora na vida das ferramentas. É possível que tenha ocorrido
simultâneamente os fenômenos descritos acima e que em avanços menores
estava-se usinando próximo à região de transição entre instabilidade e
ausência da APC. Para se confirmar cientificamente esta teoria, seriam
necessários ensaios de interrupção instantânea do corte, denominado na
literatura inglesa por quick-stop (Trent, 1991, Abrão, 1995 e Machado e Da
Silva, 1999). Mas, a construção de um dispositivo destes, para o processo de
mandrilamento, seria extremamente complexo e oneroso, o que impossibilitou
a sua construção e além do mais, toda a parte experimental deste trabalho foi
realizada no chão-de-fábrica, em máquinas inseridas numa linha transfer de
produção seriada.

Resultados e Discussões 95
4.1.3. Análise dos Mecanismos de Desgaste sobre o Metal Duro
Por meio de análises microscópicas e químicas da ferramenta de metal duro,
objetivou-se encontrar evidências para facilitar o entendimento dos mecanismos
de desgastes atuantes sobre a ferramenta. Antes da análise dos desgastes, foi
importante observar como é uma superfície de uma ferramenta nova de metal
duro (Fig. 4.3).
Figura4.3 – Superfície de uma ferramenta de metal duro nova (aumento 1978x).
Na Figura 4.4 mostra-se a análise química da superfície de uma ferramenta de
metal duro virgem, cuja superfície está totalmente íntegra e mantém a camada de
revestimento. Nesta condição, pode-se observar uma forte presença de Ti e Al e
em menor escala aparece Fe e S. Como já dito, a ferramenta é triplamente
revestida TiC+Al2O3+TiN.

Resultados e Discussões 96
Figura4.4 – Análise química da superfície de uma ferramenta de metal duro
nova.
Todas as ferramentas desgastadas, avaliadas neste trabalho, foram retiradas no
fim de vida útil, ou seja, foram retiradas quando as rebarbas alcançaram o
comprimento limite. Nas Figuras 4.5 e 4.6 observam-se sulcos sobre a área
desgastada evidenciando o mecanismo de desgaste abrasivo.

Resultados e Discussões 97
Abrasão
Figura 4.5 - Ferramenta de metal duro,evidências de Abrasão (aumento de 69x).
Figura 4.6 – Ferramenta metal duro,evidências de Abrasão (aumento de 989x).
Nas Figuras 4.7 e 4.8 observa-se evidência de adesão sobre a superfície
desgastada da ferramenta de corte, mostrando assim que o corte possui condição
favorável para o surgimento do mecanismo de adesão.
Abrasão
Abrasão

Resultados e Discussões 98
Adesão
Figura 4.7 – Material aderido à superfície do metal duro (aumento 1576x).
Adesão
Figura 4.8 – Material aderido sobre o metal duro (aumento de 989x ).
Nas Figuras 4.9 e 4.10 pode-se observar um outro tipo de desgaste, este ocorre
pelo arrancamento dos grãos da ferramenta.

Resultados e Discussões 99
Figura 4.9 – Evidências de arrancamento de grão da ferramenta de Metal
Duro (aumento de 1840x).
Arrancamento
de material
Adesão
Figura 4.10 - Evidências de adesão e arrancamento sobre a superfície de
saída da ferramenta (aumento de 1840x).
Na Figura 4.11, mostra-se evidências de abrasão e adesão de material da peça
sobre a ferramenta.
Arrancamento
de grãos

Resultados e Discussões 100
Abrasão
Adesão
Figura 4.11 - Evidências de adesão sobre a aresta principal de corte e abrasão
na superfície de folga (aumento de 1840x).
Na Figura 4.12 mostra-se evidência de abrasão (vários sulcos direcionais) e
também a presença de material aderido. Foi realizada a análise química
qualitativa (Fig.4.13) desta superfície, visando conhecer o tipo de material aderido
à superfície.
Sulcos
direcionais por
toda a
superfície,
ilustrando a
abrasão
Área com
material
aderido
Figura 4.12 - Superfície de folga (desgastada) da ferramenta de Metal Duro,
evidências de abrasão e material aderido (aumento de 506x).

Resultados e Discussões 101
Na Figura 4.13 mostra-se a análise química da superfície geral (externa a área
em que se encontra material aderido) da ferramenta mostrada na Fig. 4.12.
Figura 4.13 – Análise química da região geral da ferramenta de Metal Duro fora
da área em que se encontra material aderido.
A ferramenta desgastada apresenta os seguintes materiais na sua superfície:
• Si - Proveniente do ferro fundido (material do bloco motor);
• Fe – Proveniente do ferro fundido e/ou da liga Fe-Cu-C;
• C – Proveniente do substrato e/ou recobrimento e/ou materiais das
peças;
• Ti – Proveniente das camadas de recobrimento;
• W – Proveniente do substrato;

Resultados e Discussões 102
• Mn – Observa-se um pequeno percentual deste material, que pode estar
relacionado com o 1% de tolerância de “outros metais” dentro da
estrutura da liga Fe-Cu-C
A baixa presença de Ti se justifica pelo fato da ferramenta já estar desgastada e
a ausência de Al deve-se a total eliminação da camada de Al2O3 inicialmente
presente na cobertura da ferramenta nova. Observa-se que já ocorre a
predominância do Fe como material aderido à superfície da ferramenta.
Na Figura 4.14 mostra-se a análise química da ferramenta (Fig. 4.12)
direcionada à região identificada como área de material aderido.
Figura 4.14 - Análise química da região de adesão evidenciada na Fig. 4.12.
Observa-se que na região onde se encontra mais nitidamente o material aderido,
o metal dominante continua sendo o Fe.
Embora fosse o Co o elemento de grande afinidade com o Ti e o Al, ele não foi
encontrado nas regiões avaliadas.

Resultados e Discussões 103
Na Figura 4.15, mostra-se evidências de material aderido na região da aresta
principal de corte e na região de saída da ferramenta, enquanto na Fig. 4.16 é
mostrado o resultado da análise de composição química, realizado na área
mostrado na Fig. 4.15, fora da região de forte adesão.
Figura 4.15 - Evidências de adesão sobre a aresta principal de corte e região de
saída da ferramenta (aumento de 724x).
Adesão
Figura 4.16 – Análise química fora da região evidenciada por adesão (Fig.4.15) e
sobre a superfície de saída da ferramenta metal duro.

Resultados e Discussões 104
A análise química mostrada na Fig. 4.16 se refere à região da superfície de
saída da ferramenta, fora da área onde se observa evidência de material
aderido. Nesta análise, pode-se ver que os principais materiais encontrados na
superfície da ferramenta são o Si e o Fe, diferente dos resultados anteriores e
percebe-se uma presença maior do Si do que do Fe. Outros metais, como Ti, Mn
e W também foram observados, porém em menor intensidade. Isto demonstra
que sobre a superfície de saída da ferramenta encontrou-se mais material da
peça do que elementos da constituição da própria ferramenta.
Na Figura 4.17 mostra-se o resultado de análise químico sobre o material
aderido destacado na superfície de saída da ferramenta de metal duro (Fig.
4.15). Observa-se que o material predominante é o Si, que é proveniente do
ferro fundido cinzento.
Figura 4.17 – Análise química sobre o material aderido (Fig.4.15) na superfície de
saída da ferramenta de metal duro.

Resultados e Discussões 105
Neste estudo, a ferramenta é de metal duro (WC + Co) triplamente revestida por
TiC, Al2O3 e TiN. O titânio, presente na microestrutura e nas camadas de
recobrimento, apresenta boa afinidade química com o cobre (Hutchings, 1992 e
Williams, 1995), presente na liga Fe-C-Cu, obtida pela metalurgia do pó. O mesmo
ocorre com o alumínio que está presente no revestimento. Somado a isto, tem-se
a excelente afinidade do cobalto, presente como aglomerante dos carbonetos do
metal duro, com o Cu. O sistema tribológico mostra grandes afinidades químicas
entre os materiais da ferramenta e do revestimento, com o cobre, facilitando a
adesão de material na superfície de saída e de folga da ferramenta. A camada
aderida é frequentemente arrastada pelo fluxo de cavaco, levando com ela alguma
parcela de material da ferramenta.
Os sulcos paralelos entre si, são conseqüência da abrasão causada pela
passagem dos carbonetos de silício presente no ferro fundido cinzento, os quais
possuem elevada resistência e dureza.
Outro fato relevante, que provavelmente contribuiu no desgaste abrasivo é a
distribuição granular da liga sinterizada, com elevado percentual de vazios.
Segundo Paro et alli (2001) e Conceição António e Davim (2002), a usinabilidade
destes materiais apresenta algumas particularidades, como o elevado desgaste
abrasivo das ferramentas, devido à distribuição irregular da microestrutura.
Durante o corte, os vazios apresentam-se como regiões inativas à ferramenta, ou
seja, promovendo o fluxo descontínuo do cavaco. Devido à presença de
porosidades, os materiais obtidos pela metalurgia do pó possuem condutividade
térmica reduzida, isto provoca maior concentração do calor na interface cavaco-
ferramenta e eleva a temperatura nessa região o que contribui para a aceleração
da difusão e redução da vida da ferramenta (Paro et alli, 2001). Outro aspecto
relevante do desgaste abrasivo dos materiais estudados é que quando se
aumenta o avanço, diminui-se o tempo de contato da ferramenta com a peça e,
portanto, diminui-se o tempo de atrito entre os dois elementos, ou seja, diminuiu
também o tempo de usinagem por peça e de exposição da ferramenta à abrasão.
Os mecanismos de desgastes predominantementes são adesão e arrancamento
(attrition), difusão e abrasão.

Resultados e Discussões 106
4.2. Usinagem de Acabamento - análise do desgaste de flanco VBBmáx
Seguindo os procedimentos já definidos nos ensaios das ferramentas de
desbaste, no acabamento fixou-se a velocidade de corte da 1 a e 2 a ferramentas
em vc= 95 m/min e os insertos utilizados para ambas ferramentas foi o PCBN-L.
A princípio, esta velocidade é baixa para se usinar com PCBN, mas este é o
parâmetro previsto na documentação técnica da máquina.
Neste tópico apresentam-se os resultados do desgaste de flanco máximo
VBBmáx, em função do número de peças produzidas. Da mesma forma que na
análise das ferramentas do pré-acabamento, a busca do melhor parâmetro de
corte para minimizar o desgaste é fundamental para alcançar os menores
comprimentos de rebarbas geradas na saída dos mancais. Além disto, sabe-se
que a minimização do desgaste de flanco promove maior vida útil para a
ferramenta e, portanto, reduz os custos de fabricação.
4.2.1. Avaliação do desgaste de Flanco VBBmáx das 1 as ferramentas de
acabamento em relação a variação do avanço (f).
Na operação de acabamento, a velocidade de corte era ainda menor do que no
pré-acabamento, 95 e 104 m/min, respectivamente. De forma similar ao
analisado nas Fig. 4.1 e 4.2, acredita-se que tenham ocorrido fenômenos
similares com as ferramentas de PCBN. Porém as afinidades químicas
encontradas no sistema tribológico de pré-acabamento, são diferentes.
O material da ferramenta utilizada apresenta 50% de CBN e 50% de reforço
metálico à base de Ti/Al. O Ti e o Al utilizados, apresentam elevadas afinidades
químicas com o Cu (Hutchings, 1992 e Williams, 1995) presente em 3% na liga
Fe-C-Cu ,
Existe um PCBN mais resistente ao desgaste é o PCBN-H (elevado percentual
de CBN, acima de 90% e o restante, normalmente em Co) que apresenta boa
estabilidade química na maioria dos sistemas tribológicos, com exceção, na
usinagem de aços de baixo teor de carbono e de baixa dureza, fenomeno ainda
pouco investigado.

Resultados e Discussões 107
Na Figura 4.18 mostra-se que o aumento do avanço (f) para a primeira
ferramenta também provoca uma redução no desgaste de flanco.
V B Bmáx (mm)
0,40
0,30
0,20
0,10
0,00
0,03
0,02
0,00
(f=0,256 m m /rev) (f=0,214 m m /rev) (f=0,171 m m /rev)
0,05
0,05
0,15
0,10
0,12
0,20
0,10
0,20
0,30
30 60 100 150 200 250 300
nº de pe ças produzidas
Figura 4.18 - Evolução do VBBmáx das 1ª s ferramentas na operação de
acabamento com relação a variação do avanço (f).
O aumento do avanço pode estar relacionado à redução, ou até mesmo à
eliminação da aresta postiça de corte (APC), já que à velocidade de corte
utilizada foi de vc = 94 m/min é possível que ela esteja presente. Na presença da
APC, o fluxo de cavaco se processa de forma descontínua e acelera
mecanismos de desgaste, como o attrition. Não significa que o attrition só ocorra
na presença de APC. Fatores como a vibração (Rocha, 2000) e mesmo os veios
de grafita presente no ferro fundido cinzento que caracterizam a formação de
cavaco descontínuo, pode ser ativador para este mecanismo (Santos, 1999).
Para completar o sistema tribológico, tem-se que o par de materiais apresenta
características abrasivas. Segundo Trent (1991) e Machado e Da Silva (1999), o
aumento do avanço eleva a temperatura da interface cavaco-ferramenta,
aumentando o fluxo plástico do material e inibindo os mecanismos necessários à
formação da APC, como: adesão, encruamento, geração de estado triaxial de
tensões e microtrincas. Neste caso, possivelmente o aumento do avanço foi
suficiente para sair da faixa de APC instável e consequentemente reduzir ou
eliminar a sua presença, reduzindo o efeito do attrition, mas o efeito da abrasão
0,13
0,35
0,30
0,15
0,35
0,20

Resultados e Discussões 108
não sofreu alteração considerável. Como anteriormente comentado, outro
aspecto relevante na consideração da redução do desgaste abrasivo dos
materiais estudados é que o aumento do avanço, para velocidade de corte
constante, resulta no aumenta da velocidade de avanço, vf (
v f
= f . n , onde n é
a rotação em rpm). Com isto, tem-se a redução do tempo de fabricação por peça
e consequentemente dos tempos de contatos da ferramenta com a peça e de
atrito entre os dois elementos.
4.2.2. Avaliação do desgaste de Flanco VBBmáx das 2ª s ferramentas do
acabamento em relação ao avanço (f)
Na Figura 4.19, observa-se que apesar de se ter um maior desgaste da
ferramenta para o avanço intermediário (f = 0.120 mm/rev) quando comparado
ao avanço menor de (f = 0,096 mm/rev), isto é praticamente uma execção
quando comparado com a maioria dos resultados experimentais. Então, pode-se
extender aqui as mesmas considerações realizadas para a 1ª ferramenta do
acabamento, ou seja, para avanços maiores (ex: f = 0,144 mm/rev) tem-se
menores níveis de desgastes das ferramentas.
V B Bmáx (mm)
0,30
0,20
0,10
0,00
0,03
0,02
0,00
(f=0,144m m /rev) (f=0,120m m /rev) (f=0,096m m /rev)
0,05
0,10
0,03
0,07
0,10
0,05
0,15
0,10
0,07
30 60 100 150 200 250 300
nº de pe ças produzidas
Figura 4.19 - Evolução do VBBmáx das 2ª s ferramentas na operação de
acabamento com relação a variação do avanço (f).
0,20
0,15
0,10
0,25
0,10
0,20
0,25
0,15

Resultados e Discussões 109
4.2.3. Análise dos Mecanismos de Desgaste
O PCBN é um material de boa inércia química com a maioria dos outros materiais.
Normalmente, por razões ainda pouco investigadas cientificamente, ele apresenta
grande desgaste por difusão, na usinabilidade de aços de baixa dureza, como os
aços com baixo teor de carbono (Abrão, 1995).
Na Figura 4.20 mostra-se um modelo de desgaste de adesão e arrastamento,
proposto por Chou (1994).
Adesão na superfície de
saída da ferramenta
Fase reforço
(Ti/Al)
Grãos de CBN
Adesão
Cavidades
Fase reforço
(Ti/Al)
Grãos de CBN
Superfície da
ferramenta
Figura 4.20. - Um modelo simples de desgaste adesivo e interação com a camada
aderida à superfície de saída da ferramenta (Chou, 1994).
Segundo Chou (1994), na usinagem com ferramentas de PCBN, a afinidade
química entre os materiais do reforço metálico com o da peça são fundamentais
para ditar o comportamento do sistema tribológico quanto ao desgaste. Ele
mostrou que nas situações de grande afinidade, uma camada de material da peça
adere à superfície de saída da ferramenta e em momentos seguintes ela é
retirada, arrancando grãos de CBN. A partir daí, estes grãos de elevada dureza
(HV 4000), atuam como partículas abrasivas, provocando microcortes,
microsulcamentos e microlascamentos, atuando individual ou simultaneamente na
superfície da ferramenta.

Resultados e Discussões 110
Neste trabalho, o PCBN utilizado foi o da Classe DBC 50, fabricado pela De
Beers, com 50% de CBN e 50% de reforço metálico à base de Ti/Al. Segundo
Hutchings (1992) e Williams (1995), tanto o titânio quanto o alumínio do reforço
metálico, apresentam grande afinidade química (solubilidade no estado sólido,
apresentados na Tab. 2.3) com o cobre, presente na liga Fe-C-Cu. Com isto, a
adesão do material da peça ocorreu na superfície de saída e seguido por retirada
dos grãos de CBN e consequentemente incrementando a abrasão, simultânea a
provocada pelos carbonetos duros de silício, presentes em grande quantidade no
ferro fundido cinzento.
Observa-se nas Figura 4.21 a 4.25, as fotografias das ferramentas desgastadas
retiradas no microscópio eletrônico de varredura. Nestas figuras, observa-se a
predominância de superfícies ásperas com sulcos paralelos entre si e
perpendiculares à aresta de corte. A aspereza da superfície pode ser atribuída ao
mecanismo de desgaste por attrition, enquanto os sulcos podem ser atribuídos
aos mecanismos de microcorte e microsulcamento promovidos pelos grãos dos
materiais das peças (Abrasão), presente na estrutura do ferro fundido cinzento e
da liga Fe-C-Cu.
No acabamento, a velocidade de corte utilizada foi de 95 m/min e provavelmente,
usinou-se na faixa de APC, que promove o fluxo descontínuo do cavaco e
consequentemente acelera o mecanismo de desgaste por attrition (Trent, 1991). O
arrancamento de material ocorre em níveis macroscópicos, pois são retirados
grãos das superfícies de saída e de folga da ferramenta, deixando com aparência
bastante áspera, quando observada, mesmo no microscópio ótico, com aumentos
da ordem de 50X.
Neste caso, possivelmente teve-se a combinação de dois mecanismos de
desgaste, um a abrasão provocada pelos carbonetos duros de SiC (HV entre
2100 e 2600) presentes na microestrutura do ferro fundido cinzento, pelos grãos
de CBN arrancados da ferramenta (HV ≅ 4000) e pela estrutura granular da liga
Fe-C-Cu do sinterizado, com elevado percentual de vazios na microestrutura e o
outro desgaste por attrition, promovido pelas baixas velocidades de corte e

Resultados e Discussões 111
consequente fluxo descontínuo do cavaco, conforme evidências apresentadas
nas Figuras 4.21 e 4.22.
Na Figura 4.21 mostram-se cavidades sobre a superfície de saída da ferramenta,
provavelmente provocadas pela retirada de grãos de CBN, conforme o mecanismo
de desgaste adesivo, proposto por Chou (1994) e mostrado na Fig. 4.20.
a) Superfície de saída com evidências de adesão - ampliação de 991x.
b) Evidências de adesão e arrancamento de grãos - ampliação de 1806x.
Figura 4.21 - Evidências de asperezas e cavidades na superfície de saída da
ferramenta de PCBN desgastada.

Resultados e Discussões 112
Abrasão
Figura 4.22.- Superfície de folga da ferramenta de PCBN desgastada com
evidencias de abrasão (aumento de 70x).
Figura 4.23. - Superfície de saída e chanfro desgastados da ferramenta de PCBN.
A Figura 4.23 mostra como o desgaste da ferramenta pode modificar a
geometria da aresta de corte da mesma e de sua superfície de saída.
Na Figura 4.24 mostra-se o desgaste abrasivo sobre a superfície de saída da
ferramenta de PCBN.

Resultados e Discussões 113
Figura 4.24 – Desgaste por abrasão da superfície de saída da ferramenta de
PCBN (aumento de 250x).
Na Figura 4.25 mostra-se a superfície de folga principal da ferramenta de PCBN
onde se pode também observar a presença de Fe aderido à superfície, como
mostra a análise química apresentada na Fig. 4.26.
Figura. 4.25 – Superfície principal de folga da ferramenta de PCBN
apresentando adesão de Fe (aumento de 617x).
Região
erodida
Material
aderido (Fe)

Resultados e Discussões 114
Figura 4.26 – Análise química da superfície de folga principal da ferramenta de
PCBN desgastada.
No sistema tribológico em estudo, agora com a ferramenta de PCBN-L, observa-
se novamente a natureza de diversos elementos com grande afinidade química,
somando-se a isto a presença dos carbonetos duros, de silício. Isto proporcionou
diversos modos de desgaste, com os seguintes mecanismos de desgaste
atuando simultaneamente: adesão, attrition e abrasão. Segundo a literatura
inglesa, o attrition é utilizado para definir o mecanismo de desgaste que envolve
simultaneamento a adesão seguida pelo arrancamento de material da superfície,
na forma de grãos (Trent, 1991). Ele ocorre, predominantemente em situações
em que o fluxo de cavaco é intermitente. Isso ocorre em condições de corte em
que a APC está presente, ou ainda, na presença de vibração.

Resultados e Discussões 115
4.3 ANÁLISE DO COMPRIMENTO DAS REBARBAS
A análise da formação de rebarba gerada busca identificar as melhores
condições de corte para a usinagem, de forma a proporcionar o menor
comprimento de rebarba possível. Avaliaram-se as rebarbas geradas no mancal
nos lados do ferro fundido e lado da liga obtida pela metalugia do pó. Esta
abordagem é importante dentro de uma visão cientifica acadêmica, pois busca
entender a resposta distinta dos materiais para parâmetros de corte idênticos.
Porém, na prática, ou seja, no chão-de-fábrica o que importa é a maior rebarba
gerada independente se esta é do ferro fundido ou do sinterizado, pois o
aumento do tamanho da rebarba provoca a parada do processo produtivo como
já foi comentado no capítulo de revisão bibliográfica. A forma atual usada para
recuperar a qualidade do processo, ou seja, a forma para reduzir a formação das
rebarbas é a troca das ferramentas de corte. Este procedimento provoca um
gasto excessivo de ferramentas, o que consequentemente eleva os custos de
fabricação. Portanto, a redução do comprimento da rebarba é um dos pontos
investigados neste trabalho. O desafio está em conseguir reduzir o comprimento
das rebarbas sem provocar o aumento de sua largura. Nas Figura 4.27 e 4.28
mostram-se as rebarbas formadas no momento em que as ferramentas são
consideradas no final de vida e as arestas são substituídas.
a) Vista lateral. b) Vista superior.
Figura 4.27. Vistas do mancal bimetálico e as rebarbas formadas na saída da
ferramenta.

Resultados e Discussões 116
Figura 4.28. Rebarbas formadas no mancal bimetálico.
4.3.1 Análise do comprimento das rebarbas - lado do ferro fundido
Na Figura 4.29 mostra-se a evolução do comprimento da rebarba dos mancais
no lado do ferro fundido na usinagem de pré-acabamento, em função dos
avanços avaliados e da quantidade de peças produzidas (desgaste da
ferramenta).
Comprimento(mm)
0,200
0,100
0,000
(f=0,33/0,26 m m /rev) (f=0,27/0,22 m m /rev) (f=0 ,21/0,18 m m /rev)
0,092
0,120
0,170
0,070
0,034 0,036 0,040
0,164
0,050 0,056
0,052
0,080
0,220
0,130
0,050 0,054 0,056
30 60 100 150 200 250
nº de pe ças produzidas
Figura 4.29.- Evolução do comprimento da rebarba lado ferro fundido em função
do nº de peças produzidas e do avanço (pré-acabamento).

Resultados e Discussões 117
Na Figura 4.30 mostra-se a evolução do comprimento da rebarba dos mancais
no lado do ferro fundido na usinagen de acabamento, em função dos avanços
avaliados e da quantidade de peças produzidas (desgaste da ferramenta).
Comprimento(mm)
0,100
0,000
(f=0,256/0,144 m m /rev) (f=0,214/0,120 m m /rev) (f= 0,171/0,096 m m /rev)
0,080
0,040
0,022
0,048
0,052
0,040
0,092
0,050
0,040
0,082
0,070
0,082
0,096
0,052
0,120
0,100
0,088 0,060
30 60 100 150 20 0 250
nº de pe ças produzidas
Figura 4.30 - Evolução do comprimento da rebarba lado do ferro fundido em
função do nº de peças produzidas e do avanço (acabamento).
Observa-se na Figura 4.30 que na usinagem com menores avanços, a tendência
geral é que o comprimento da rebarba seja maior. Isto de certa forma contradiz
as espectativas, pois teoricamente em avanços menores provocam rebarbas
menores, o que é perfeitamente explicável pela condição de menor seção
usinada na saída da peça de trabalho, porém temos que lembrar que a Fig. 4.30
está avaliando o comportamento do avanço sobre as ferramentas ao longo do
tempo, ou seja, sua influência no desgaste da ferramenta em termos de peças
produzidas e, portanto, o comprimento de rebarba está sendo analisado em
função do desgaste da ferramenta e não isoladamente em função do avanço.
Souza Jr. (2001), avaliou a formação de rebarbas no fresamento deste ferro
fundido com ferramentas de PCBN em velocidades de corte de 1000 m/min. Ele
encontrou grandes rebarbas geradas principalmente devido à dutilidade do
material nestas velocidades de corte. Olvera e Barrow (1996), também no

Resultados e Discussões 118
fresamento de aços de médio carbono laminado com dureza de HV 180, mostrou
que o aumento do avanço, geralmente, promove a redução do comprimento da
rebarba. Em contrapartida, o aumento do avanço pode aumentar a sua
espessura (Kise e Da Silva, 2001), o que pode aumentar a dificuldade de retirar
a rebarba (Olvera e Barrow, 1996 e Olvera e Barrow, 1998), na etapa seguinte
de rebarbação, pois a espessura calculada do cavaco é h = f. senχr, onde χr é o
ângulo de posição (Ferraresi, 1977), o que pode dificultar a sua quebra.
4.3.2 Análise do comprimento das rebarbas - lado da liga Fe-C-Cu.
Na Figura 4.31 mostra-se a evolução do comprimento da rebarba dos mancais,
medido na liga Fe-C-Cu na usinagem de pré-acabamento, em função dos
avanços avaliados e da quantidade de peças produzidas (desgaste da
ferramenta).
Comprimento (mm)
0,200
0,100
0,000
(f=0,33/0,26 m m /rev) (f=0,27/0,22 m m /rev) (f= 0,21/0,18 m m /rev)
0,120
0,052
0,072
0,038 0,036
0,058
0,158
0,064
0,032
0,130
0,060
0,114
0,09 0
0,222
0,110
0,046 0,040 0,044
30 60 100 150 200 250
nº de pe ças produzidas
Figura 4.31 - Evolução do comprimento da rebarba no mancal para a liga Fe-C-
Cu, em função do nº de peças produzidas e do avanço.

Resultados e Discussões 119
Na Figura 4.32 mostra-se a evolução do comprimento da rebarba dos mancais,
medido na liga Fe-C-Cu na usinagem de acabamento, em função dos avanços
avaliados e da quantidade de peças produzidas.
Comprimento (mm)
0,200
0,100
0,000
(f=0,256/0,144 m m /rev) (f=0,214/0,120 m m /rev) (f= 0,171/0,096 m m /rev)
0,204
0,032
0,030
0,050
0,060
0,020
0,080
0,052
0,050
0,130
0,064
0,040
0,104
0,11 2
0 ,086
0,200
0,142
0,082
30 60 100 150 20 0 250
nº de pe ças produzidas
Figura 4.32 - Evolução do comprimento de rebarba mancal para a liga Fe-C-Cu,
em função do avanço e do nº de peças produzidas.
Nas Figuras 4.31 e 4.32, observa-se tendência similar ao encontrado para o
ferro fundido cinzento, ou seja, o aumento do número de peças produzidas e
consequentemente do desgaste das ferramentas, tende a aumentar o
comprimento da rebarba e também que o aumento do avanço, em função de
retardar o desgaste da ferramenta, tende a reduzir o comprimento das rebarbas.
Na Figura 4.31, o avanço intermediário apresentou maiores comprimentos de
rebarba, enquanto na Fig. 4.32 observa-se menores comprimentos de rebarbas.
Este resultado sai da linha de tendência observada por outros autores, como
Olvera e Barrow (1996) e também nos demais resultados deste trabalho. Desta
forma, acredita-se que esta faixa deva ser melhor investigada, utilizando-se
ferramentas estatísticas de análises de incertezas, para verificar a tendência real
do fenômeno.

Resultados e Análises
4.3.3. Comparação dos comprimentos das rebarbas para os dois materiais
Nas Figuras 4.33 a 4.35 observa-se a evolução do comprimento da rebarba dos
mancais, medida no ferro fundido cinzento e na liga Fe-C-Cu, na usinagem de
pré-acabamento, em função dos avanços avaliados e da quantidade de peças
produzidas.
Comprimento (mm)
0,000
f =0,33 -0,26m m /rev
0,038
0,034
0,036
0,036
Ferro Fundido Aço Sinterizad o
0,040
0,032
0,050
0,046
0,05 4
0,04 0
0,056
0,044
30 60 100 150 200 250
nº de pe ças produzidas
Figura 4.33 – Comprimento da rebarba em função do nº de peças produzidas
Comprimento (mm)
0,300
0,200
0,100
0,000
com o avanço no pré-acabamento.
f = 0,27-0,22 m m /rev
0,190
0,050
0,190
0,070
Ferro Fundido Aço Sinterizad o
0,160
0,060
0,140
0,090
0,180
0,090
0,220
0,130
30 60 100 150 200 250
nº de pe ças produzidas
Figura 4.34 – Comprimento da rebarba em função do nº de peças produzidas
com o avanço no pré-acabamento.
120

Resultados e Análises
Comprimento (mm)
0,140
0,090
0,040
f = 0,21-0,18 m m /rev
0,052
0,050
0,058
0,056
Ferro Fundido Aço Sinterizad o
0,070
0,064
0,060
0,052
0,08 0
0,09 0
0,130
0,110
30 60 100 150 20 0 250
nº de pe ças produzidas
Figura 4.35 – Comprimento da rebarba em função do nº de peças produzidas
com o avanço no pré-acabamento.
Nas Figuras 4.36 e 4.37 mostra-se a evolução do comprimento da rebarba dos
mancais, medido no ferro fundido cinzento e na liga Fe-C-Cu, na usinagem de
acabamento, em função dos avanços avaliados e da quantidade de peças
produzidas.
Comprimento (mm)
0,200
0,100
0,000
f = 0,256-0,144 m m /rev
0,030
0,040
0,020
0,040
Ferro Fundido Aço Sinteriza do
0,040
0,050
0,064
0,070
0,104
0,052
0,200
0,120
30 60 100 150 200 250
nº de pe ças produzidas
Figura 4.36 – Comprimento da rebarba em função do nº de peças produzidas
com o avanço no acabamento.
121

Resultados e Análises
Comprimento (mm)
0,100
0,000
f = 0,171-0,096 m m /rev
0,032
0,022
0,050
0,048
Ferro Fundido Aço Sinterizado
0,052
0,050
0,082
0,040
0,088
0,086
0,082
0,060
30 60 100 150 200 250
nº de pe ças produzidas
Figura 4.37 - Comprimento da rebarba em função do nº de peças produzidas e
tipo de avanço no acabamento.
As análises das Figuras 4.33 a 4.37 não mostram tendências para se afirmar em
qual material a rebarba é crítica. Nota-se que ora um, ora outro, apresenta maior
comprimento da rebarba. No chão-de-fábrica, o mais importante é a rebarba
propriamente dita e definir exatamente a posição em que será maior não é o
objetivo. Por outro lado, os dois materiais envolvidos no mancal, apresentam
características que podem ser, em análises preliminares, não problemáticos
quanto às rebarbas. O ferro fundido por ser frágil e a liga Fe-C-Cu por
apresentar elevada quantidade de vazios, o que poderia facilitar a propagação
de trincas (Paro et alli, 2001) e consequentemente não apresentar rebarbas.
Mas, o fato do aquecimento da interface cavaco-ferramenta, por menor que seja,
já que as velocidades de corte são relativamente baixas, isto é, suficiente para
aumentar a dutilidade dos materiais, resultando na formação das tão
indesejadas e problemáticas rebarbas.
Generalizando, por meio dos resultados apresentados, o aumento do desgaste
da ferramenta e do número de peças produzidas, aumenta o comprimento da
rebarba. Resultados similares foram encontrados por Souza Jr. (2001) e por
Souza Jr. et alli (2002). Segundo eles, o aumento do desgaste promove a
desconfiguração da aresta cortante e consequente elevação do campo de
122

Resultados e Análises
deformações plásticas e elasticas e de tensões nos planos de cisalhamento
primário e negativo e com isto as rebarbas tornam-se maiores.
Outro aspecto importante, que explica a diminuição do comprimento da rebarba
quando se aumenta o avanço é o fato de se ter uma maior seção de material a
ser cortado para avanços maiores, o que provoca maior resistência ao corte e
evita o dobramento da ultima seção por falta de resistência as forças de corte.
Durante os ensaios experimentais descobriu-se que no período de fim de vida
das ferramentas de corte poderia ocorrer a formação do fenômeno do breakout ,
sendo que qualquer sinal deste evento trocava-se a ferramenta de corte ou
virava-se a aresta. O breakout (Chern e Dornfeld, 1996 e Ko, Dornfeld, 1996,
Olvera e Barrow, 1998) promove a quebra do canto da peça, na saída da
ferramenta, situação totalmente indesejada na usinagem dos mancais e por esta
razão, os testes eram interrompidos antes do fenômeno ocorrer.
4.3.4.- Análise dos Parâmetros de Rugosidade Ra e Rq
Nas Figuras 4.38 e 4.39 são mostrados respectivamente os resultados de
rugosidade superficial Ra e Rq obtidos após usinagem de pré-acabamento em
função do número de peças produzidas, para os diversos avanços utilizados.
Ra (mm)
3,00
2,50
2,00
1,50
1,00
0,50
0,00
(f=0,33/0,26 m m /rev) (f=0,27/0,22 m m /rev) (f= 0,21/0,18 m m /rev)
1,81
1,33
0,95
1,96
1,04
1,52
2,02
1,99
0,90
2,41
1,86
1,84
1,67
1,03 0,99
1,61
1,26
30 60 100 150 200 250
nº de pe ça s produzida s
Figura 4.38 - Evolução do parâmetro superficial Ra na usinagem de pré-
acabamento.
1,27
123

Resultados e Análises
Rq (m m )
3,00
2,50
2,00
1,50
1,00
0,50
0,00
1,90
1,35
(f=0,33/0,26 m m /rev) (f=0,21/0,18 m m /rev)
2,23
1,34
2,39
1,25
2,71
2,02
1,43 1,38
1,93
1,49
30 60 100 150 200 250
nº de pe ças produzidas
Figura 4.39 - Evolução do parâmetro superficial Rq na usinagem de pré-
acabamento.
Nas Figuras 4.40 e 4.41 são mostrados respectivamente os resultados de
rugosidade superficial Ra e Rq obtidos após usinagem de acabamento em função
do número de peças produzidas, para os diversos avanços utilizados.
Ra (mm)
2,8
2,5
2,2
1,9
1,6
1,3
1
(f=0,256/0,144 mm/rev) (f=0,214/0,120 mm/rev) (f=0,171/0,096 mm/rev)
1,57
1,81
1,33
1,52
1,96
1,51
2,02
1,99
1,69
2,41
1,86
1,52
1,84
1,91
1,67
30 60 100 150 200 250
nº de peças produzidas
Figura 4.40 - Evolução do parâmetro superficial Ra após usinagem de
acabamento.
1,27
1,61
1,56
124

Resultados e Análises
Rq (m m )
5,00
4,00
3,00
2,00
1,00
0,00
2,83
1,94
1,92
(f=0,256/0,144 m m /rev) (f=0,214/0,120 m m /rev) (f=0,171/0,096 m m /rev)
3,58
2,74
1,83
4,79
3,02
2,00
2,82
1,83
5,04
4,16
2,34
3,05
1,93
1,70 1,64
30 60 100 150 200 250 250
nº de pe ças produzidas
Figura 4.41 - Evolução do parâmetro superficial Rq após usinagem de
acabamento.
O parâmetro de topografia da superfície, Ra, fornece o valor médio entre os
picos e vales, medidos dentro do comprimento de amostragem, que neste caso
foi de 5 vezes o cut-off, que foi de 0.8 mm, ou seja, o comprimento útil avaliado
foi de 4 mm. Somente o Ra apresentado, traz poucas informações sobre a
superfície, pois picos ou vales acentuados são distribuídos no valor médio. Para
isto, torna-se necessário o valor RMS (Root Mean Square), no caso
representado por Rq. Ele permite evidenciar os grandes desníveis existentes na
superfície, no caso de picos e/ou vales (Mummery, 1992 e Dagnall, 1998).
De forma geral, a análise das Figuras 4.38 a 4.41 mostra que o aumento do
avanço tende a aumentar os parâmetros de rugosidade avaliados, Ra e Rq. Isto
pode ser demonstrado por relações geométricas (Diniz et alli, 1999 e Machado e
Da Silva, 1999) em que a rugosidade varia com o quadrado do avanço. Isto
teoricamente, onde considera-se somente fatores geométricos relativos ao
avanço e à geometria da ferramenta. Segundo Machado e Da Silva (1999), na
usinagem existem outros fatores que são determinantes no acabamento da
superfície, como: material da peça, inclusive propriedades mecânicas, geometria
da ferramenta (principalmente o ângulo de saída), parâmetros de corte
2,08
1,93
1,94
125

Resultados e Análises
(profundidade e principalmente a velocidade de corte) e máquina-ferramenta
(principalmente quanto à sua rigidez).
Ainda nestas Figuras, observa-se que as rugosidades aumentaram até a
aproximadamente 150 peças e a partir daí, houve a tendência de ligeira melhora
no acabamento da superfície. Isto pode ser explicado, devido ao fato de que o
desgaste da cunha cortante pode promover irregularidades na aresta de corte de
forma que atuem como regiões alisadoras, quebrando ou deformando
plasticamente os picos gerados pela parte frontal da aresta.
Outra observação importante pode ser estabelecida, comparando-se os pares de
Fig. 4.38 e 4.39 contra 4.40 e 4.41, no pré-acabamento e acabamento,
respectivamente. No pré-acabamento, as velocidades de corte utilizadas foram
em torno de 10% superiores às do acabamento. Este tema é amplamente
abordado na literatura específica, mas segundo Trent (1991) , o aumento da
velocidade de corte apresenta a tendência de melhorar o acabamento da
superfície, reduzindo os parâmetros de amplitude, representativos da topografia
da superfície. Aliado a isto se tem a probabilidade da APC estar reduzindo as
suas dimensões, com o aumento da velocidade de corte, nesta faixa investigada,
o que também contribui para a melhora do acabamento da superfície usinada.
126

Capítulo 5
CONCLUSÕES
Este trabalho investigou a usinabilidade de mancais bimetálicos e ficou
evidente a grande dificuldade encontrada pelos engenheiros no chão-de-fábrica
em selecionar um material de ferramenta que atenda as características,
totalmente diferentes, de usinabilidade dos materiais da peça, esta tarefa
realmente não é fácil. Consequentemente, na fábrica, esta operação de
mandrilamento é de elevado custo de usinagem. Diversas tentativas já foram
realizadas pelos responsáveis por essa estação de usinagem e ainda não
existe um consenso entre eles para a melhor alternativa que vise reduzir os
custos e garantir a qualidade.
Isto foi o fator motivador para a realização deste trabalho e após a imensa
bateria de ensaios experimentais e intensas análises, chegou-se às seguintes
conclusões:
1. O aumento do avanço melhorou a vida das ferramentas;
2. O aumento do avanço reduziu o comprimento das rebarbas;
3. O aumento do avanço aumentou os parâmetros de topografia de superfície,
avaliado por Ra e Rq;
4. O aumento do desgaste das ferramentas promoveu o aumento do
comprimento das rebarbas, para os dois materiais do mancal;
5. O aumento do desgaste das ferramentas culmina no “Breakout” da
superfície do mancal;
6. Predominantemente o Fe e o Si aderem a superfície das ferramentas de
corte (metal duro e PCBN) nas condições de usinagem descritas;
7. O SiC presente no Ferro Fundido (sistema tribológico) é o principal
responsável pela elevada abrasão na superfície das ferramentas;
127

8. A estrutura da liga obtida pela metalurgia do pó é extremamente abrasiva,
em função de sua porosidade e distribuição irregular de sua microestrutura;
9. Para o Metal Duro, os mecanismos de desgaste predominantes foram:
adesão e arrancamento (attrition) e abrasão ;
10. Para o PCBN, os mecanismos de desgaste predominantes foram: adesão e
arrancamento (attrition) e abrasão.
11. Conseguiu-se sair de 250 peças por aresta para 330 peças por arestas ,
128
acompanhamento realizado na estação de pré-acabamento (ferramentas de
metal duro). Garantindo assim um aumento de 32% na vida útil da
ferramenta.

Capítulo 6
SUGESTÕES PARA FUTUROS TRABALHOS
O sistema tribológico em estudo apresenta características de afinidades
químicas, entre os diversos elementos de liga presentes, nos materiais das
ferramentas e nas peças.
No caso da ferramenta de metal duro (WC + Co), revestida por TiN, tem-se o Ti
com grande afinidade com o Cu, da liga Fe-C-Cu. Já para a ferramenta de
PCBN (50% de CBN e 50% de Ti/Al como reforço metálico), novamente o Ti,
juntamente com o Al, tem grande afinidade com o Cu, presente na liga Fe-C-
Cu.
As afinidades químicas envolvidas favorecem a adesão, seguida por
arrancamento de material. Portanto sugere-se a utilização de materiais de
ferramenta que reduzam ou eliminem os aspectos de afinidade, o que atuará
diretamente na redução da adesão e outros mecanismos relacionados, como
difusão e attrition.
Outra oportunidade de investigação é referente a utilização de ferramentas de
corte com melhores características anti abrasivas. Neste caso sugere-se
avaliar o desempenho de ferramentas de PCBN-H (elevado percentual de
CBN), que apresenta mais de 90% de CBN e o restante normalmente de Co ou
Ti /Al , como reforço metálico. Com isto o efeito abrasivo sobre a ferramenta
seria provavelmente reduzido, mas não eliminado.
Outro aspecto interessante, seria estudar a influência da velocidade de corte na
formação de rebarbas ,já que o assunto rebarbas é tão importante.
Mas, qualquer solução sugerida, deve-se considerar os custos envolvidos na
usinagem de cada peça, ou seja, o PCBN-H apresenta custo por aresta de
praticamente 30 vezes ao do metal duro e certamente este será o diferencial
para a sua seleção.
129

Capítulo 7
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS
ABRÃO,A.M., 1995, “The machining of Annealed and Hardened Steels Using
Advanced Ceramic Cutting Tools”,PhD Thesis, University of Birmingham,
England,B15 2TT
ABRÃO, A.M., 1995, “Tool Life And Workpiece Surface Integrity Evaluations
When Machining Hardened AISI H13 and AISI E52100 Steels With
Conventional Ceramic And PCBN tool Materials”, Society Manufacturing
Engineers.
BELONI, A.L.,2001, “Metodologia Via Redes Neurais para a Estimativa da
Rugosidade e do Desgaste de Ferramentas de Corte no Processo de
Fresamento Frontal”, tese de doutorado, Universidade Federal de Uberlândia -
Departamento Engenharia Mecânica – Pós Graduação
BOEHS,AGUIAR,FERREIRA, 1999, “Artigo apresentado no Cidim’99 e no IV
Congresso Ibero-americano de Engenharia Mecânica” – Departamento
Engenharia Mecânica – CTC UFSC.
CHIAVERINI, V., 1984, “Aços e Ferros Fundidos”, Associação Brasileira de
Metais, ABM., 5 a . edição.
CHERN, G.L. and DORNFELD, D.A., 1996, “Burr/Breakout Model Development
and Experimental Verification”, Journal of Engineering Materials and
Technology, vol. 118, pp. 201-206.
CHOU, Y., 1994, “Wear Mechanisms of Cubic Boron Nitride Tools in Precision
Turning of Hardened Steels”, PhD Thesis, Purdue University, 1994.
CLARK, I.E. and SEM, P.K., 1988, “Advances in the Development of Ultrahard
Cutting Tool Material”, Ind. Diamond Review, N 0 . 2, pp. 40-44.
130

Referências Bibliográficas 131
CONCEIÇÃO ANTÓNIO, C.A. and DAVIM, J.P., 2002, “Optimal Cutting
Conditions in Turning of Particulate Metal Matrix Composites Based on
Experiment and a Genetic Search Model”, Composites: Part A, vol. 33, pp. 213-
219.
DAGNALL, H., 1998, “Exploring Surface”, Taylor Hobson Handbook, Leicester,
UK.
DINIZ, A.E. MARCONDES, F.C. e COPPINI, N.L., 1999, “Tecnologia da
Usinagem dos Materiais”, Aranda Editora, São Paulo, SP, Brasil.
DEARNLEY,P.A; TRENT, E.M. “Wear Mechanisms of Coated Carbides Tools”
Metals Technology, vol. 9 feb. 1982,pp.60-75
DE BEERS INDUSTRIAL DIAMOND DIVISION, 1998, “Introduccion a los
materiales De Beers PCD y PCBN para herramientas de corte “.
DORNFELD, D.A., CHANG, Y.P and HASHIMURA, M., 1999 “Analysis of Burr
Formation Mechanism in Orthogonal Cutting”, Journal of Manufacturing
Science and Engineering.
DRAR, H., 2000, “Metallographic and Fractographic Examination of Fatigue
Loaded PM-Steel with and without MnS Additive”, Materials Characterization,
vol. 45, pp. 211-220.
EZUGWU,E WALLBANK, J 1988 “Wear of ceramic tools when machining cast
iron – Advanced Materials & Manufacturing Process – Vol 3 (3) pp 447-468
FERRARESI, D. 1977, “Fundamentos da Usinagem dos Metais”, Editora
Edgard Blücher Ltda, Vol 1,São Paulo, Brasil, 751 pgs.
FIGUEIRA ANDRADE FILHO , RAZO PATRICIA FLYGARE 1999, Mancais
Autolubrificantes Sinterizados, artigo revista metal mecânica fevereiro/março
de 1999..

Referências Bibliográficas 132
GILLESPIE,L.K.,BLOTTER,P.T.,1976,”The Formation and Properties of
Machining Burrs”, Transactions of ASME, Journal of Engineering for Industry,
February,66-74
GWO-LIANG CHERN AND DAVID A. DORNFELD, 1996, “Burr/Breakout Model
Development and Experimental Verification”, Journal of Engineering Materials
and Technology, april 1996 vol.118/201
HAMIUDDIN, M. and MURTAZA, Q., 2001, “Machinability of Phosphorous
Containing Sintered Steels”, Materials Chemistry and Physics, vol. 67, pp. 78-
84.
HASHIMURA, M., HASSAMONTR, J. and DORNFELD, D. A, 1999, “Effect of
in-plane Exit Angle and Rake Angles on Burr Height and Thickness in Face
Milling Operation – Journal of Manutacturing Science and Engineering.
HEAT, P.J., 1986, “Properties and Uses of Amborite”, Ind. Diamond Review,
N 0 . 3, pp. 120-127.
HUTCHINGS, I.M., 1992, "Tribology: Friction and Wear of Engineering
Materials", Boca Raton, USA, CRC Press, 273 pp.
ISO 3685, 1977, Tool-life Testing with Single-point Turning Tools", ISO -
International Organisation for Standardization.
JACK, D.H. 1987 “Hard Materials for Metal Cutting”, Metals and Material
september,pp 516-520
JAMISON, R.S and GEIJER, 1959, “Machinability of Sintered Iron”,
Proceedings of the 15 th Annual Meeting of Metal Powder Industries Federation,
pp. 81-93.
KAZUO, N. MINORU,A . “Burr formation in Metal Cutting “ annais of the CIRP
Vol. 36/1/1987.

Referências Bibliográficas 133
KISE, A.K. e DA SILVA, 2001, “Estudo Sobre a Formação de Rebarbas no
Torneamento do Aço ABNT 1045”, Congresso Brasileiro de Engenharia
Mecânica, COBEM, Uberlândia, MG, Brasil.
KO, S.L. and DORNFELD, D.A., 1996, “Burr Formation and Fracture in Oblique
Cutting”, Journal of Materials Processing Technology, vol, 62, pp. 24-36.
KO,S.L.,DORNFELD, D.A., 1991, “A Study on Burr Formation Mechanism”,
Transactions of ASME, journal of Engineering Materials and Technology,
January, vol.113,75-79.
KÖNIG,W.,IDING,M AND LINK,R Fine turning & drilling hardened steels –
Industrial Diamond Review,2 (90): 79-85, 19
KONIG, W., 1990, “Fertigungsverfahren – Band 1 – Drehen, Frasen, Bohren”,
ISBN 3-18-401054-6, VDI –Verlang GmbH, Dusseldorf.
KÖNIG, W., u SCHEMMEL, U., 1975, "Untersuchung Moderner Schneidstotte -
Beanspruchungsgerechte Anwendung Sowie Verschleiβursachen",
Forschungsber, Nr. 2472 des. Lds. Nordrh. - Westf, Westdeutcher Verlag, Köln,
Opladen.
Kramer,B.M., 1987, “On Tool Material for High Speed Machining”, Journal of
Engineering for Industry, Transactions of the ASME, 109,pp 87-91
MACHADO, A. R. e SILVA, M.B., 1999, “Usinagem dos Metais”, Universidade
Federal de Uberlândia, 4 a . edição , Abril 1999.
MARCONDES, F.C., 1990, “A História do Metal Duro”, Editado pela Sandvik
Coromant.,CPA – Consultoria de Projetos e Artes, SP, 240 pgs.
MARCONDES,DINIZ e COPPINI .,1999, “Tecnologia da Usinagem dos
Materiais” mm Editora São Paulo , Brasil
MARINOV, V., 1996, “Experimental Study on the Abrasive Wear in Metal
Cutting”, Wear, 197,pp.242-247.

Referências Bibliográficas 134
METALS HANDBOOK, 1989, “American Society for Metals”, ASM, 9 a ed., vol.
16. Machining.
MILLS, B,;REDFORD,A.H. “Machinability of Engineering Materials” Applied
Science Publications, 1983, ISBN 0-85334-183-4
MUMMERY, L. 1992, “Surface Texture Analysis: The Handbook”,
Hommelwerke, GmbH.
OLVERA, O. and BARROW, G., 1996, “An Experimental Study of Burr
Formation in Square Shoulder Face Milling”, Int. J. Mach. Tools Manufacture,
vol. 36, pp. 1005-1020.
OLVERA, O. and BARROW, G., 1998, “Influence of Exit Angle and Tool Nose
Geometry on Burr Formation in Face Milling Operations”. Manufacturing
Division, Department of Mechanical Engineering, University of Manchester
Institute of Science and Technology, Manchester.
PARO, J., HÄNNINEN, H. and KAUPPINEN, V., 2001, “Tool Wear and
Machinability of HIPed P/M and Conventional Cast Duplex Stainless Steels”,
Wear, vol. 249, pp. 279-284.
QUINTO, D.T. SANTHANAM, A .T. and JINDAL, P.C.,1988, “Mechanical
properties, Structure and Performance of Chemically Vapor- Deposited and
Phisically Vapor Deposited Coated Carbide Tools”, Materials Science and
Enginnering, A105/106,pp 443-452.
ROCHA, C.A., 2000, “Efeito dos Parâmetros de Corte Na Usinagem das Sedes
de Válvulas de Motores Combustão Interna Utilizando Ferramentas de CBN“,
Dissertação de Mestrado, PUC Minas, Belo Horizonte, MG, Brasil.
ROSSI, MARIO.,1983, “Maquinas Operatrizes Modernas”, Hoepli , editorial
cientifico-medica, sétima edição espanhola

Referências Bibliográficas 135
SANTOS, S.C., 1999, “Furação de Ferro Fundido Cinzento com Brocas de
Metal Duro Integral”, Dissertação de Mestrado, UFU, Uberlândia, MG, Brasil.
SANDVIK COROMANT, 1994, “Modern Metal Cutting”, A practical Handbook
SHAW, M.C., 1984, “Metal Cutting Principles”, Oxford University Press, ISBN 0-
19-859002-4.
SHAW, M.C.; THURMAN,A.L.; ARLGREN, H.J. “ A Plasciticy Problem Involving
Plane Strain and Plane Stress Simulataneously: Groove Formation in the
Machining of High-Temperature Alloys”, Trans ASME, J.Eng. Industy,
1966,pp.142-146.
SOUZA JR., A.M., 2001, “Estudo da Utilização de PCBN e Cerâmica Mista no
Fresamento de Blocos Motores de Ferro Fundido Cinzento”, Dissertação de
Mestrado, PUC Minas, Belo Horizonte, MG, Brasil.
SOUZA JR., A.M.; SALES, W.F.; MACHADO, A.R. and EZUGWO, E.O., 2002,
“Influence of the Tool Wear and Cutting Parameters on the Burr Formation of
Cast Iron Milling with PCBN Tools: An Experimental Investigation”, To be
published.
SMITH ,T.G., 1989 , “Advance Machining – The Handbook of Cutting
Tecnology”, IFS Publications Ltd
KO, S.L., DORNFELD, D.A., 1996, “Burr Formation and Fracture in Oblique
Cutting”, Journal of Material Processing Technology
TENNENHOUSE,G.J. and RUNKLE, F.D. 1987, “The Effects of Oxygen on
theWear of Tungsten-Carbide-Based Materials”, Wear, 118, pp.365-375.
TRENT, E.M., 1991, “Metal Cutting”, 3rd Edition, Butteworths-Heinemann Ltd,
273 pg., ISBN 0-7506-1068-9.
WALLBANK, J., 1979, “Structure of Built-up Edge Formed in Metal Cutting”,
Metals Technology, pp. 145-153.

Referências Bibliográficas 136
WILLIAMS, J.A., 1995, “Engineering Tribology”, Oxford University Press; ISBN:
0198563434.
WILLIAMS, J.E and ROLLANSON, E.C., 1970, “Mettalurgical and Practical
Machining Parameters Affecting Built-up Edge Formation in Metal Cutting”, J.
Inst. Metals, vol. 98, pp. 144-153.
WRIGHT, P.K. and BIAGCHI, A., 1981, "Wear Mechanisms that Dominates
Tool-Life in Machining", Journal Applied Metal Working, ASM, vol. 1 4 , pp.15-
23.