Fundamentos de Usinagem

Esta é uma pré-visualização de arquivo. Entre para ver o arquivo original

LABORATÓRIO DE ENSINO E PESQUISA EM USINAGEM 
FACULDADE DE ENGENHARIA MECÂNICA 
UNIVERSIDADE FEDERAL DE UBERLÂNDIA 
 
 
 
 
USINAGEM DOS METAIS 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Prof. Álisson Rocha Machado, PhD. 
Prof. Marcio Bacci da Silva, PhD. 
 
 
 
 
8ª. versão, Abril de 2004 
 
 
P R E F Á C I O 
A idéia de realizar este trabalho surgiu após o meu retorno da Inglaterra em 1990, onde, 
durante os 4 anos anteriores, desenvolvi um programa de doutorado no Manufacturing Group da 
University of Warwick na cidade de Coventry, sob a orientação do prof. Dr. James Wallbank, mesmo 
pesquisador que veio mais tarde orientar também o prof. Marcio Bacci da Silva, com doutorado 
concluído em outubro de 1998. Assim que reassumi o posto de professor na Universidade Federal de 
Uberlândia, responsável pela disciplina de Usinagem na graduação em Engenharia Mecânica e uma 
outra similar na pós-graduação, senti muita dificuldade de continuar adotando o clássico livro 
“Fundamentos da Usinagem dos Metais” do saudoso prof. Dr. Dino Ferraresi, que até então era o 
insubstituível livro texto da disciplina. Esta obra continua sendo uma das mais valiosas referencias 
sobre o assunto de usinagem convencional na língua Portuguesa. Entretanto, ele foi elaborado no 
final da década de 60 e editado no início da década seguinte pela Editora Edgard Blücher Ltda. Mais 
de 30 anos, portanto, já se passaram, e neste período, novas técnicas e métodos de investigação 
foram desenvolvidos e importantes contribuições científicas foram publicadas. Os principais conceitos 
apresentados na obra do Prof. Ferraresi não mudaram, mas muito se aprendeu neste período e estes 
conceitos foram enriquecidos e, possivelmente, tornaram-se mais compreensíveis. Além disto, 
tópicos como materiais de ferramentas e fluidos de corte tiveram e vem tendo avanços tecnológicos 
consideráveis nos últimos anos o que exige constante atualização. Aproveitando parte de uma 
grande revisão bibliográfica que havia feito na Inglaterra no final da década de 80 e tendo como base 
conceitual os trabalhos do Dr. Trent, orientador de doutorado do prof. Wallbank e autor do livro “Metal 
Cutting”, editado pela Butterworths – Londres, já na sua terceira edição de 1991, considerado por 
mim a “Bíblia” dos profissionais da usinagem, resolvi então produzir algumas notas de aulas que, 
juntamente com as contribuições do Prof. Marcio Bacci da Silva se tornaram mais tarde este modesto 
trabalho. Desde o original de 1993, várias correções foram feitas. Na realidade, a cada nova 
impressão, corrigimos erros de ortografia e tentamos melhorar a redação. Nesta edição, a grande 
mudança está no capítulo 10 - Materiais para Ferramentas de Corte. O texto foi totalmente 
substituído, apresentando uma abordagem mais completa sobre o assunto, que na opinião dos 
autores, é a parte que mais se desenvolve com o avanço tecnológico. 
 Devo citar que experiências práticas obtidas com profissionais da área substituiram muitas 
horas de estudo e consulta, que contribuíram sobremaneira pela fidelidade de informações 
apresentadas. Entre eles, destaca-se o dinamismo e a perspicácia dos Engos Antônio Maria de 
Souza Júnior da Fiat Automóveis S/A; Achille Sotírios de Liambos Júnior da Shell do Brasil S/A e 
Francisco Carlos Marcondes e João Carocela, da Sandvik do Brasil S/A, Prof. Marcus Antonio Viana 
Duarte (UFU), Prof. Gilmar Guimarães (UFU), Prof. Alexandre Mendes Abrão (UFMG) e Prof. 
Anselmo Eduardo Diniz (Unicamp). 
 Agradeço muito a contribuição do técnico do LEPU – Laboratório de Ensino e Pesquisa em 
Usinagem da Universidade Federal de Uberlândia, Reginaldo Ferreira de Souza, responsável pela 
elaboração prática de todas pesquisas ali desenvolvidas que contribuíram para o enriquecimento de 
formação de idéias. 
Trabalho importante, também, tiveram a Srta. Maria das Graças Daud, na primeira edição 
deste texto e os técnicos desenhistas Márcio Mellazo e Júlio C.R. Ferreira na reprodução em 
AutoCAD de grande parte das figuras apresentadas. 
Finalmente, mas nunca menos importante foram as contribuições dos meus alunos e ex-
alunos de graduação e pós-graduação. Todos, sem restrições, têm uma parcela de responsabilidade 
por este trabalho. Não poderia deixar, entretanto, de citar alguns nomes, pois eles foram 
responsáveis diretos por parcelas de diferentes conteúdos e informações aqui contidas. São eles 
Wisley Falco Sales, Marcelo Ferreira Motta, Jalon de Morais Vieira, Anderson Clayton Alves de Melo, 
Estevam Marcos de Souza, Júlio Romero Santos Fernandes, Eurípedes Barsanulpho Luz Júnior e 
Marcelo Fonseca Barbosa. Este último ainda foi responsável pelo árduo trabalho de editoração e 
diagramação desta apostila, tarefa executada com perfeição. 
 
 
 Prof. Álisson Rocha Machado 
 30.03.99 
 
U S I N A G E M D O S M E T A I S 
SUMÁRIO 
1. INTRODUÇÃO ...................................................................................................... 1 
2. GRANDEZAS FÍSICAS NO PROCESSO DE CORTE ......................................... 7 
3. NOMENCLATURA E GEOMETRIA DAS FERRAMENTAS DE CORTE ........... 16 
4. FORMAÇÃO DO CAVACO ................................................................................ 38 
5. CONTROLE DE CAVACO .................................................................................. 49 
6. A INTERFACE CAVACO - FERRAMENTA ....................................................... 58 
7. FORÇA, PRESSÃO ESPECÍFICA E POTÊNCIA DE USINAGEM .................... 79 
8. TENSÕES E DEFORMAÇÕES EM USINAGEM ................................................ 90 
9. TEMPERATURA DE CORTE ............................................................................. 95 
10. MATERIAIS PARA FERRAMENTAS DE CORTE ........................................... 108 
11. DESGASTE E MECANISMOS DE DESGASTE DAS FERRAMENTAS DE 
CORTE .............................................................................................................. 165 
12. VIDA DA FERRAMENTA E FATORES QUE A INFLUENCIAM ...................... 206 
13. FLUIDOS DE CORTE ....................................................................................... 211 
14. INTEGRIDADE SUPERFICIAL ......................................................................... 222 
15. ENSAIOS DE USINABILIDADE ....................................................................... 234 
16. CONDIÇÕES ECONÔMICAS DE CORTE ....................................................... 240 
17. CONSIDERAÇÕES AO MATERIAL DA PEÇA ................................................ 248 
 
1 
C A P Í T U L O 1 
INTRODUÇÃO 
 “Usinagem” é um processo de fabricação. Mas o que é fabricação e qual a 
sua importância? A maioria dos livros especializados da área define: Fabricar é 
transformar matérias primas em produtos acabados, por vários processos, seguindo 
planos bem organizados em todos os aspectos. A importância da fabricação pode 
ser melhor entendida ao observarmos que todos os objetos culturais, ao nosso 
redor, têm formas e dimensões diferentes, com raríssimas exceções. Além disso, 
todo objeto é feito de um ou mais materiais e é transformado em produto acabado 
por uma larga variedade de processos. Portanto, não é nenhuma surpresa que nos 
países industrializados a fabricação compreende um terço do produto interno bruto 
[1] (valor de todos os produtos e serviços produzidos). A fabricação é utilizada desde 
o início da civilização, com a produção de vários artigos de madeira, pedra, 
cerâmica, barro e metal. Houve muito desenvolvimento com o passar dos anos, e 
nos dias atuais uma grande quantidade de materiais e processos estão disponíveis, 
para fabricar produtos que variam desde um simples componente, como uma esfera 
de aço, até produtos altamente sofisticados, como computadores, automóveis e 
aeronaves supersônicas.
Para se ter uma idéia do número de fatores que devem ser considerados num 
processo de fabricação Kalpakjian [1] usou o exemplo da produção de um simples 
artigo: o clipe. Primeiro ele deve ser projetado para atender o requisito funcional que 
é segurar folhas de papéis juntas. Para tanto, ele deve exercer uma força suficiente 
para evitar o deslizamento de uma folha sobre a outra. Eles são, geralmente, feitos 
de arame de aço, embora hoje se encontra no mercado clipe de plástico. O 
comprimento do arame requerido para sua fabricação é cortado e então dobrado 
várias vezes, para dar a forma final própria. Por sua vez, o arame é feito por um 
processo de trefilação a frio. Neste processo a seção transversal de uma haste 
longa é reduzida, ao passar por uma matriz de fieira, que também confere algumas 
propriedades mecânicas ao material, como resistência e dureza. A haste por sua 
vez, é obtida por processos como a trefilação e a extrusão de um lingote. Para evitar 
delongas, nenhuma informação quanto ao processo de obtenção deste lingote será 
abordada. A fabricação de um simples clipe envolve projeto, seleção de um material 
adequado e seleção de um método de fabricação para atender os requisitos de 
serviço do artigo. As seleções são feitas não somente com base em requisitos 
técnicos, mas também com base nas considerações econômicas, para minimizar os 
custos para que o produto possa ser competitivo no mercado. 
 O projetista de produtos ou engenheiro projetista, especifica formas e 
dimensões do produto, sua aparência, e o material a ser usado. Primeiro são feitos 
os protótipos do produto. Neste estágio, é possível fazer modificações, tanto no 
projeto original como no material selecionado, se análises técnicas e/ou econômicas 
assim indicarem. Um método de fabricação apropriado é então escolhido pelo 
engenheiro de fabricação. A Figura 1.1 mostra um diagrama do procedimento 
correto para se chegar à etapa de fabricação. 
2 
 
Fabricação 
Desenho 
Avaliação Final 
Revisão do Projeto 
ão 
Avaliação 
Teste do Protótipo 
Modelos Físicos e Analíticos 
Análise do Projeto 
Projeto do conceito 
Conceito Original 
Necessidade do Produto 
Especificação do Material; Seleção do Processo de Fabricação e de 
Equipamentos; Projeto e Construção de Ferramentas e Matrizes 
 
Figura 1.1. Diagrama mostrando o procedimento requerido para o projeto de um 
produto, que são etapas que antecedem a fabricação. 
 A seleção do material requer conhecimentos dos requisitos funcionais e de 
serviço do produto, e dos materiais disponíveis para preencher estes requisitos. O 
tratamento deste assunto requer um passeio nas propriedades dos materiais e 
envolve também considerações de custo, aparência, acabamento superficial, 
resistência à corrosão etc., que foge do escopo prático deste curso, e portanto não 
serão aqui abordados. Uma vasta bibliografia [1 - 4] porém, está disponível sobre o 
assunto. 
 Nos processos de fabricação, geralmente, haverá mais de um método que 
poderá ser empregado para fabricar um componente. A seleção de um método 
particular sobre outros vai depender de um grande número de fatores. Além disto, o 
produto final, geralmente, é o resultado de muitos processos diferentes. Na seleção 
do processo, os seguintes fatores devem ser considerados [1]: 
• Tipo do material e suas propriedades. 
• Propriedades finais desejadas. 
• Tamanho, forma e complexidade do componente. 
• Tolerâncias e acabamento superficial requeridos. 
• Processo subsequente envolvido. 
• Projeto e custo de ferramental; efeito do material na vida da ferramenta ou matriz. 
• Sucata gerada e seu valor. 
• Disponibilidade do equipamento e experiências operacionais. 
• “Lead time” necessário para iniciar produção. 
• Número de partes requeridas e taxa de produção desejada. 
3 
• Custo total de processamento. 
 O engenheiro responsável, portanto, tem que ter grande conhecimento dos 
processos e dos materiais envolvidos. Características específicas de cada processo 
podem ser encontradas em [1,2,5]. É evidente que a fabricação de um produto, seja 
ele um clipe, uma lâmpada, uma calculadora ou um automóvel, além de 
conhecimentos de projeto, materiais e processos, requer também grande interação 
entre os diversos setores dentro da empresa. E quanto mais complexo o produto, 
maior a necessidade de comunicação entre eles. 
 Um fato que não se pode deixar de registrar é a utilização de computadores 
nos dias atuais, em todas as etapas da manufatura. A automatização dos processos 
de fabricação nos leva hoje aos mais sofisticados “Sistemas Flexíveis de 
Manufatura” – FMS (Flexible Manufacturing System), CAD (Computer Aided Design 
– Projeto Assistido por Computador), CAM (Computer Aided Manufacturing – 
Fabricação assitida por Computador), CAE (Computer Aided Engineering – 
Engenharia Assistida por Computador), CAPP (Computer Aided Process Planning – 
Planejamento do Processo Assistido por Computador), CBS (Computer Business 
Systems – Sistemas de Negócios Computadorizados), CIM (Computer Integrated 
Manufacturing – Fabricação Integrada por Computador), entre outras, que são siglas 
bastante populares que têm como característica comum, o emprego do computador, 
eliminando falhas comuns do passado e aperfeiçoando e automatizando as várias 
etapas de um processo produtivo. 
 No meio deste processo existem as máquinas com comando numérico, NC 
(Numerical Control – Controle Numérico), CNC (Computer Numerical Control – 
Controle Numérico Computadorizado) e DNC (Direct Numerical Control – Controle 
Numéico Direto), que podem fazer parte de um sistema CAM. O emprego dessas 
máquinas revolucionou o processo produtivo, tendo impactos nos materiais de 
ferramentas, projetos de máquinas, mão de obra, qualidade do produto final e custos 
de fabricação. Entretanto, a discussão detalhada desses sistemas foge dos objetivos 
deste curso e aprofundamento do assunto é encontrado em [6]. 
 A Figura 1.2 mostra a classificação dos processos de fabricação, destacando 
a USINAGEM. 
 Ao observar esta Figura uma definição simples de usinagem pode ser gerada: 
“Processo de fabricação com remoção de cavaco”. Na realidade, ao consultar a 
bibliografia, diferentes definições de usinagem serão encontradas. Uma bastante 
abrangente é a seguinte [7]: “Operação que ao conferir à peça a forma, ou as 
dimensões ou o acabamento, ou ainda uma combinação qualquer destes três 
itens, produzem cavaco”. E por cavaco entende-se [7]: “Porção de material da 
peça, retirada pela ferramenta, caracterizando-se por apresentar forma geométrica 
irregular”. 
 A usinagem é reconhecidamente o processo de fabricação 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 [8]. 
 
Kaio Alcantara
Kaio Alcantara
DEFINIÇÕES
Kaio Alcantara
4 
Processos de
Fabricação
• SEM remoção
de cavaco • Conformação
• Outros
• Fundição
• Soldagem
• Metalurgia do pó
• Laminação
• Extrusão
• Trefilação
• Forjamento
• Estampagem
• COM remoção
de cavaco
• USINAGEM
• Não-Convencional
• Jato d’água
• Jato abrasivo
• Fluxo abrasivo
• Ultrasom
• Eletroquímica
• Eletroerosão
• Feixe de elétrons
• Laser
• Plasma
• Química
• Fotoquímica
etc......
• Convencional
• Torneamento
• Fresamento
• Furação
• Aplainamento
• Mandrilamento
• Serramento
• Brochamento
• Roscamento
• Retificação
etc......
 
Figura 1.2. Classificação dos processos de fabricação. 
Apesar desta popularidade, trata-se, ainda, de um processo bastante 
imprevisível e a definição paradoxal que se segue, relata com precisão toda a 
sistemática que envolve o mesmo: “É um processo, complexo e simples ao 
mesmo tempo, onde se produzem peças, removendo-se excesso de material, 
na forma de cavacos”.
É “complexo” devido às dificuldades em se determinar as 
imprevisíveis condições ideais de corte. É “simples” porque, uma vez determinadas 
as condições ideais de corte, o cavaco se forma corretamente, dispensando 
qualquer tipo de ação especial do operador. As condições ideais de corte consistem 
de: (1) material e geometria adequada da ferramenta de corte; (2) velocidade de 
corte e avanço adequados para uma profundidade de corte pré-determinada; (3) 
fluido de corte adequado; tudo isto para ser usado em uma máquina-ferramenta pré-
escolhida, para usinar um determinado material. Estas condições ideais de corte são 
aquelas capazes de produzir peças dentro de especificações de forma, tamanho e 
acabamento ao menor custo possível. 
 Usinagem tem ainda a peculiaridade de ser um processo essencialmente 
prático, envolvendo um número de variáveis bastante grande. Shaw [9] resume o 
problema da seguinte maneira “. É praticamente impossível PREVER a performance 
no corte dos metais. Entretanto, isto não quer dizer que estudos detalhados dos 
processos de usinagem não têm valor. Cada ponto fundamental que é 
detalhadamente estudado e propriamente interpretado contribui para o 
5 
ENTENDIMENTO do processo, e entendimento é o passo mais próximo da 
capacidade de prever”. 
 A seguir, um exaustivo número de definições se faz necessário, nos capítulos: 
“Grandezas Físicas no Processo de Corte” e “Nomenclatura e Geometria das 
Ferramentas de Corte”, para compreensão dos capítulos subsequentes, que são: 
“Formação do Cavaco”, “A Interface Cavaco-Ferramenta”, “Força, Pressão 
Específica e Potência de Usinagem”, “Tensões e Deformações em Usinagem”, 
“Temperaturas de Corte”, “Materiais para Ferramentas de Corte”, “Desgaste e 
Mecanismos de Desgaste das Ferramentas de Corte”, “Vida da Ferramenta e 
Fatores que a Influenciam”, “Fluidos de Corte”, “Integridade Superficial”, “Ensaios de 
Usinabilidade”, “Condições Econômicas de Corte” e “Considerações ao Material da 
Peça”. 
 Sem dúvidas a abordagem de todos esses tópicos faz deste curso um dos 
mais completos sobre a usinagem dos materiais metálicos. As maneiras que serão 
tratadas esses tópicos têm como objetivo oferecer informações suficientes para que 
o engenheiro ou o técnico de usinagem possa compreender de maneira simples, 
complicadas teorias sobre o processo de usinagem. O entendimento de tópicos 
importantes, como: O Mecanismo de Formação do Cavaco, Geração de Calor e 
Distribuição de Temperatura, Forças de Usinagem e Desgaste das Ferramentas de 
Corte, coloca o técnico de Usinagem estimulado e seguro nas tomadas de decisões 
para melhoria do processo produtivo. Pelo menos, este é o maior objetivo deste 
curso. 
 
 
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS 
1. KALPAKJIAN, S. “Manufacturing Processo for Engineering Materials”. Addison-
Wesley Publixhing Company, 1985, 839 pags, ISBN 0-201-11690-1. 
2. DE CARMO, E.P.; BLACK, J.T. and KOHSER, R. “Materials and Process in 
Manufacturing”, Macmillan Pub. Com., New york, 7th edition, 1988, 1172 pages, 
ISBN 0-02-946140-5. 
3. ASKELAND, D.R. “The Science and Engineering of Materials”, PWS Publishers, 
USA, 1984, 748 pages, ISBN 0-534-02957-4. 
4. CHIAVERINE, V. “Aços e Ferros Fundidos”, ABM, São Paulo, 4a edição, 1979, 
504 pags. 
5. LINDBERG, R.A. “Processes and Materials of Manufacture”, Allyn and Bacon, 
USA, 4th edition, 1990, 864 pags, ISBN, 0-205-12031-8. 
6. GROOVER, M.P. “Automation, Production Systems, and Computer Integrated 
Manufacturing”, Prentice Hall Int., Ed., USA, 1987, 808 pags, ISBN 0-13-054610-
0. 
7. FERRARESI, D. “Fundamentos da Usinagem dos Metais”, Editora Edgard 
Blücher Ltda, São Paulo, 1970, 751 pags. 
8. TRENT, E.M. “Metal Cutting” 2nd Edition, Butterworths, ISBN 0-408-10856, 245 
pags. 
9. SHAW, M.C. “Metal Cutting Principles”, Oxford University Press, 1984, ISBN 0-
19-859002-4, 594 pags. 
 
6 
C A P Í T U L O 2 
GRANDEZAS FÍSICAS NO PROCESSO DE CORTE 
2.1. INTRODUÇÃO 
 O princípio usado em toda máquina ferramenta para se obter a superfície 
desejada é providenciar um movimento relativo apropriado entre a peça e a 
ferramenta, escolhida adequadamente. Assim, para o estudo da usinagem é 
necessário a definição das grandezas físicas no processo de corte. 
 A norma ABNT NBR 6162/1989 — Movimentos e Relações Geométricas na 
Usinagem dos Metais – Terminologia [1], trata justamente destes conceitos. A seguir 
são apresentadas algumas definições básicas baseadas nesta Norma. 
 Os conceitos se referem a um ponto genérico da aresta cortante, dito “Ponto 
de Referência”. Nas ferramentas de barra este ponto é fixado na parte da aresta 
cortante próximo à ponta da ferramenta. 
 
 
2.2. MOVIMENTOS 
 Os movimentos no processo de usinagem são movimentos relativos entre a 
peça e a aresta cortante. Se referem à peça considerada parada. 
 Devem se distinguir dois tipos de movimentos, os que causam diretamente a 
saída de cavaco e os movimentos que não tomam parte diretamente na retirada de 
cavaco. 
 
Movimentos que causam diretamente a saída do cavaco 
 
• Movimento de Corte: movimento entre a peça e a ferramenta, o qual sem 
o movimento de avanço origina somente uma única retirada de cavaco. 
• Movimento de Avanço: movimento entre a peça e a ferramenta, o qual 
juntamente com o movimento de corte origina retirada contínua de cavaco. 
• Movimento Efetivo: movimento resultante dos movimentos de corte e 
avanço, realizados ao mesmo tempo. 
 
Movimentos que não tomam parte direta na formação do cavaco 
 
• Movimento de Aproximação: movimento entre a peça e a ferramenta, 
com a qual a ferramenta, antes da usinagem, é aproximada à peça. 
• Movimento de Ajuste: movimento entre a peça e a ferramenta para se 
determinar a espessura de material a ser retirada (ou a profundidade de 
corte). 
• Movimento de Correção: movimento de correção entre a peça e a 
ferramenta para se compensar o desgaste da ferramenta, ou outra 
variação. 
• Movimento de Recuo: movimento entre a aresta de corte e a peça, com o 
qual a ferramenta, após a usinagem, é afastada da peça. 
Kaio Alcantara
MOVIMENTOS DE CORTEnull
7 
2.3. DIREÇÕES DOS MOVIMENTOS 
 Deve-se distinguir as direções dos movimentos que causam diretamente a 
retirada de cavaco. 
Direção de Corte: direção instantânea do movimento de corte. 
Direção de Avanço: direção instantânea do movimento de avanço. 
Direção Efetiva: direção instantânea do movimento efetivo de corte. 
 Definições análogas são válidas para os movimentos que não causam a 
retirada de cavaco diretamente. 
 As Figuras 2.1, 2.2 e 2.3 ilustram essas direções para o torneamento, furação 
e fresamento, respectivamente. 
 
Figura 2.1. Direção dos movimentos de corte, de avanço e efetivo, no 
torneamento. 
 
Figura 2.2. Direção dos movimentos de corte, de avanço e efetivo, na furação. 
Kaio Alcantara
DIREÇÕES DE CORTE
8 
 
Figura 2.3. Direção dos movimentos de corte, de avanço e efetivo, no fresamento 
discordante. 
 
 
2.4. PERCURSOS DA FERRAMENTA NA PEÇA 
Percurso de Corte Lc: é o espaço percorrido pelo ponto de referência da aresta 
cortante sobre a peça, segundo a direção de corte. 
Percurso de Avanço Lf: é o espaço percorrido pelo ponto de referência da aresta 
cortante sobre a peça, segundo a direção de avanço. Nos casos em que haja 
movimento de avanço principal e avanço lateral, devem-se distinguir as 
componentes do percurso de avanço. 
Percurso Efetivo Le: é o espaço percorrido pelo ponto de referência da aresta 
cortante sobre a peça, segundo a direção efetiva do corte. 
A Figura 2.4 ilustra os percursos da ferramenta na peça. 
ae
 
Figura 2.4. Percurso de corte Lc, percurso de avanço Lf e percurso efetivo Le para 
o fresamento discordante. 
9 
 Definições análogas são válidas para os movimentos que não tomam parte 
diretamente
na retirada de cavaco. 
 
 
2.5. VELOCIDADES 
Velocidade de Corte VC : é a velocidade instantânea do ponto de referência da 
aresta cortante da ferramenta, segundo a direção e sentido de corte. Para processos 
com movimentos de rotação, a velocidade de corte é calculada pela equação 2.1. 
V nC = ⋅ ⋅π φ / 1000 [m/min] (2.1) 
onde, 
φ = diâmetro da peça ou da ferramenta em mm; 
n = número de rotações por minuto. 
Velocidade de Avanço Vf: velocidade instantânea do ponto de referência da aresta 
cortante da ferramenta, segundo a direção e sentido de avanço. É dada por: 
V f nf = ⋅ [mm/min] (2.2) 
onde, 
f = avanço em mm/volta; 
n = número de rotações por minuto. 
Velocidade Efetiva de Corte ve: velocidade instantânea do ponto de referência da 
aresta cortante da ferramenta, segundo a direção e o sentido efetivo do corte. É 
calculada vetorialmente como se segue: 
! ! !
V V Ve C f= + [m/min] (2.3) 
 Além destas podemos ter também as velocidades de aproximação, de ajuste, 
de correção e de recuo. 
 
 
2.6. CONCEITOS AUXILIARES 
 Para melhor compreender os conceitos relacionados aos diferentes processos 
de usinagem são necessários alguns conceitos auxiliares. 
Plano de Trabalho Pfe: é o plano que contém as direções de corte e de avanço, 
passando pelo ponto de referência da aresta cortante. Neste plano se realizam os 
movimentos que tomam parte na retirada de cavaco, Figuras 2.5 e 2.6. 
 No plano de trabalho é interessante ainda definir os ângulos da direção de 
avanço e da direção efetiva de corte. 
Ângulo da Direção de Avanço ϕ: é o ângulo entre a direção de avanço e a direção 
de corte. Nem sempre a direção de avanço é perpendicular à direção de corte, 
assim por exemplo no fresamento este ângulo varia durante o corte. 
Kaio Alcantara
Kaio Alcantara
VELOCIDADES
Kaio Alcantara
Kaio Alcantara
Kaio Alcantara
ÂNGULOS
10 
Ângulo da Direção Efetiva de Corte η: é o ângulo da direção efetiva de corte e a 
direção de corte. 
 
Figura 2.5. Plano de trabalho Pfe, ângulo da direção de avanço ϕ e ângulo da 
direção efetiva η no torneamento. 
 
Figura 2.6. Plano de trabalho Pfe, ângulo da direção de avanço ϕ e ângulo da 
direção efetiva η no fresamento concordante (ϕ > 90o). 
 Considerando a Figura 2.5, pode-se desenvolver a seguinte expressão: 
tg
v
v v v v
f
f c c f
η
ϕ
ϕ
ϕ
ϕ
=
+
=
+
sen
.cos
sen
cos /
 (2.4) 
Kaio Alcantara
Kaio Alcantara
11 
 Nota-se que, como na maioria dos casos vf <<< vc, o ângulo η é desprezível 
(nos processos de roscamento, η assume valores consideráveis pois o avanço é 
razoável). 
Superfícies em Usinagem: são as superfícies geradas na peça pela ferramenta. 
Devem-se distinguir a superfície em usinagem principal e a superfície em 
usinagem secundária, onde a primeira é gerada pela aresta principal de corte e a 
segunda pela aresta secundária de corte (Figura 2.7). 
 
Figura 2.7. Superfície principal e secundária de usinagem. 
 
 
2.7. GRANDEZAS DE CORTE 
 São as grandezas que devem ser ajustadas na máquina direta ou 
indiretamente. 
Avanço f: é o percurso de avanço em cada volta (mm/volta) ou em cada curso da 
ferramenta (mm/golpe). 
 No caso de ferramentas que possuem mais de um dente, como no caso do 
fresamento, distingue-se o avanço por dente fz, (Figura 2.8). O avanço por dente é 
o percurso de avanço de cada dente, medido na direção do avanço da ferramenta, e 
corresponde à geração de duas superfícies em usinagem consecutivas. Vale a 
relação: 
f f zz= . (2.5) 
onde, 
z = número de dentes. 
 O avanço por dente pode ainda ser decomposto no avanço de corte fc e 
avanço efetivo de corte fe, mostrados na Figura 2.8. 
Kaio Alcantara
SUPERFÍCIE PRINCIPAL E SECUNDÁRIA DE CORTE (ARESTA PRINCIPAL E SECUNDÁRIA)
Kaio Alcantara
GRANDEZAS DE CORTE
Kaio Alcantara
Kaio Alcantara
Kaio Alcantara
12 
 
Figura 2.8. Avanço por dente fz, avanço de corte fc e avanço efetivo fe no 
fresamento discordante. 
Avanço de Corte fc: é a distância entre duas superfícies consecutivas em usinagem 
medida na direção perpendicular à direção de corte no plano de trabalho. 
f fc z= .senϕ (2.6) 
Avanço Efetivo de Corte fe: é a distância entre duas superfícies consecutivas em 
usinagem medida na direção perpendicular à direção efetiva de corte no plano de 
trabalho. 
( )f fe z= −.sen ϕ η (2.7) 
Profundidade ou Largura de Usinagem (ou de corte) ap: é a profundidade ou 
largura de penetração da ferramenta na peça, medida numa direção perpendicular 
ao plano de trabalho. 
Penetração de Trabalho ae: é de importância predominante no fresamento e na 
retificação. É a penetração da ferramenta em relação à peça, medida no plano de 
trabalho e numa direção perpendicular à direção de avanço, Figura 2.9. 
Penetração de Avanço af: grandeza de penetração da ferramenta, medida no plano 
de trabalho e na direção de avanço. 
 
Figura 2.9. Largura de usinagem ap, penetração de trabalho ae e penetração de 
avanço af, no fresamento periférico. 
Kaio Alcantara
Kaio Alcantara
Kaio Alcantara
13 
2.8. GRANDEZAS RELATIVAS AO CAVACO 
 São grandezas derivadas das grandezas de corte, e são obtidas através de 
cálculos, Figura 2.10. 
 
Figura 2.10. Grandezas relativas ao cavaco, para arestas de corte retilíneas. 
Largura de Corte b: é a largura calculada da seção transversal de corte a ser 
retirada, medida na superfície em usinagem principal, segundo a direção normal à 
direção de corte. Em ferramentas com aresta cortante retilínea e sem curvatura na 
ponta, tem-se: 
b
ap
r
=
senχ
 (2.8) 
χr é o ângulo de posição da aresta principal de corte. 
Largura Efetiva de Corte be: é a largura calculada da seção transversal efetiva de 
corte a ser retirada, medida na superfície em usinagem principal, segundo a direção 
normal à direção efetiva de corte. Pela Figura 2.10, têm-se: 
Kaio Alcantara
14 
( )b be r= −. sen .cos
/
1 2 2
1 2
η χ (2.9) 
Espessura de Corte h: é a espessura calculada da seção transversal de corte a ser 
retirada, medida normalmente à superfície em usinagem principal e segundo a 
direção perpendicular à direção de corte. Em ferramentas com aresta de corte 
retilíneas: 
rc χsen.fh = (2.10) 
Espessura Efetiva de Corte he: é a espessura calculada da seção transversal 
efetiva de corte a ser retirada, medida normalmente à superfície em usinagem 
principal e segundo a direção perpendicular à direção efetiva de corte. 
( ) 2/12r2
e
ηtg.χsen1
hh
+
= (2.11) 
Seção Transversal Efetiva de Corte A: é a área calculada da seção transversal de 
um cavaco a ser retirado, medida no plano normal à direção de corte. 
Seção Transversal de Corte Ae: é a área calculada da seção transversal efetiva de 
um cavaco a ser retirado, medida no plano normal à direção efetiva de corte. 
 Na maioria dos casos: 
A a fp c= . (2.12) 
A a fe p e= . (2.13) 
 Em ferramentas sem arredondamento na ponta da aresta cortante: 
A b h= . (2.14) 
A b he e e= . (2.15) 
 Para maiores informações deve ser consultada a norma NBR 6162. 
 
 
REFERÊNCIA BIBLIOGRÁFICA 
1. ABNT, NBR 6162, “Movimentos e Relações Geométricas na Usinagem dos 
Metais -Terminologia”,1989. 
 
Kaio Alcantara
15 
C A P Í T U L O 3 
NOMENCLATURA E GEOMETRIA DAS FERRAMENTAS DE CORTE 
3.1. INTRODUÇÃO 
 A geometria da ferramenta de corte exerce influência, juntamente com outros 
fatores, na usinagem dos metais. É necessário, portanto, definir a ferramenta 
através dos ângulos da cunha cortante. 
 A norma brasileira que trata desse assunto é a norma da ABNT NBR 6163/80 
– Conceitos da Técnica de Usinagem – Geometria da Cunha Cortante – 
Terminologia [1]. As definições apresentadas a seguir são baseadas nesta norma.
3.2. DEFINIÇÕES 
 As seguintes definições adotadas são necessárias para a determinação dos 
ângulos da cunha cortante de uma ferramenta de usinagem. As definições são 
melhores compreendidas através das Figuras 3.1 a 3.12. 
Cunha de Corte: é a cunha formada pelas superfícies de saída e de folga da 
ferramenta. Através do movimento relativo entre a peça e a ferramenta, formam-se 
os cavacos sobre a cunha de corte. 
Superfície de Saída Aγ: é a superfície da cunha de corte sobre a qual o cavaco se 
desliza. 
Superfície de Folga: é a superfície da cunha de corte, que determina a folga entre a 
ferramenta e a superfície em usinagem. Distinguem-se a superfície principal de folga 
Aα e a superfície secundária de folga A’α. 
Arestas de Corte: são as arestas da cunha de corte formada pelas superfícies de 
saída e da folga. Deve-se distinguir a aresta principal de corte S e a aresta 
secundária de corte S’: 
- Aresta Principal de Corte S: é a aresta de corte cuja cunha de corte, 
observada no plano de trabalho, e para um ângulo da direção de avanço ϕ = 
90o, indica a direção de avanço. 
- Aresta Secundária de Corte S’: é a aresta de corte cuja cunha de corte, 
observada no plano de trabalho, e para o ângulo da direção de avanço ϕ = 
90o, indica a direção contrária a direção de avanço. 
Ponta de Corte: parte da cunha de corte onde se encontram as arestas principal e 
secundária de corte. 
Ponto de Corte Escolhido: ponto destinado à determinação das superfícies e 
ângulos da cunha de corte, ou seja as definições se referem a um ponto da 
ferramenta, dito ponto de corte escolhido ou “Ponto de Referência”. 
Kaio Alcantara
16 
 
Figura 3.1. Cunha de Corte da Ferramenta. 
 
Figura 3.2. Arestas de corte e superfícies da cunha de corte de uma ferramenta de 
torno. 
 
Figura 3.3. Arestas de corte e superfícies da cunha de corte de uma fresa frontal. 
Kaio Alcantara
DIAGRAMA DA FERRAMENTAnull
17 
 
Figura 3.4. Arestas de corte e superfícies da cunha de corte de uma broca 
helicoidal. 
 
 
3.3. SISTEMAS DE REFERÊNCIA UTILIZADOS NA DETERMINAÇÃO DOS 
ÂNGULOS DA CUNHA CORTANTE. 
 Para a determinação dos ângulos na cunha de corte é necessário empregar 
um sistema de referência. Normalmente são empregados dois sistemas de 
referência, para um estudo racional dos ângulos da ferramenta e dos ângulos 
efetivos ou de trabalho: 
 - SISTEMA DE REFERÊNCIA DA FERRAMENTA 
 - SISTEMA EFETIVO DE REFERÊNCIA 
 O sistema de referência da ferramenta é necessário para a determinação da 
geometria da cunha de corte da ferramenta, durante o projeto, execução e controle 
da mesma. O sistema efetivo de referência é necessário para a determinação da 
geometria da cunha de corte da ferramenta, durante o processo de usinagem. Além 
destes, outro sistema de referência poderá ser necessário para a determinação do 
posicionamento da ferramenta em relação à máquina. 
18 
 No sistema de referência da ferramenta, os planos são identificados pela 
palavra ferramenta e recebem o símbolo P, com um índice para a sua diferenciação. 
No sistema de referência efetivo, os planos são identificados pela palavra efetivo e 
os mesmos símbolos do sistema de referência da ferramenta, além do índice e. 
 
 
3.3.1. Planos do Sistema de Referência 
 As definições dadas a seguir correspondem às figuras 3.5 e 3.6. 
Plano de Referência: 
• Plano de Referência da Ferramenta - Pr: plano que passando pelo ponto 
de corte escolhido, é perpendicular à direção admitida de corte. Esta é 
escolhida de maneira que o plano de referência da ferramenta seja o mais 
possível paralelo ou perpendicular à uma superfície ou eixo de ferramenta. 
• Plano de Referência Efetivo - Pre: plano que passando pelo ponto de 
corte escolhido, é perpendicular à direção efetiva. 
 Nas ferramentas de torneamento e aplainamento, o plano de referência da 
ferramenta Pr é um plano paralelo ou perpendicular à superfície de apoio do cabo. 
 Nas ferramentas de fresamento ou furação, ele é um plano que contém o eixo 
de rotação das mesmas. 
Plano de Corte: 
• Plano de Corte Principal da Ferramenta - Ps: plano que passando pelo 
ponto de corte escolhido, é tangente à aresta de corte e perpendicular ao 
plano de referência da ferramenta. 
• Plano de Corte Secundário da Ferramenta – Ps': plano que passando 
pelo ponto de corte escolhido, é tangente à aresta secundária de corte e 
perpendicular ao plano de referência da ferramenta. 
• Plano de Corte Efetivo - Pse: plano que passando pelo ponto de corte 
escolhido, é tangente à aresta de corte e perpendicular ao plano de 
referência efetivo Pre. 
Plano Ortogonal: 
• Plano Ortogonal da Ferramenta - Po: plano que passando pelo ponto de 
corte escolhido, é perpendicular aos planos de referência e de corte da 
ferramenta. 
• Plano Ortogonal Efetivo - Poe: plano que passando pelo ponto de corte 
escolhido, é perpendicular aos planos de referência e de corte efetivos. 
 O plano ortogonal é conhecido na maioria das literaturas como PLANO DE 
MEDIDA. 
Plano de Trabalho: 
• Plano Admitido de Trabalho - Pf: plano que passando pelo ponto de corte 
escolhido, é perpendicular ao plano de referência e paralelo à direção 
admitida de avanço. É escolhido de tal forma que fique o mais possível 
paralelo ou perpendicular à uma superfície ou eixo da ferramenta, 
respectivamente. 
19 
• Plano de Trabalho Efetivo - Pfe: plano que passando pelo ponto de corte 
escolhido, contém as direções de corte e de avanço. Neste plano se 
realizam os movimentos responsáveis pela retirada de cavaco, como 
definido no Capítulo 2. 
Plano Dorsal: 
• Plano Dorsal da Ferramenta - Pp: plano que passando pelo ponto de 
corte escolhido, é perpendicular aos planos de referência da ferramenta e 
admitido de trabalho. 
• Plano Dorsal Efetivo - Ppe: plano que passando pelo ponto de corte 
escolhido, é perpendicular aos planos de referência efetivo e de trabalho. 
 Além destes planos são definidos ainda no sistema de referência da 
ferramenta: 
• Plano Normal a Aresta de Corte Pn (ou PLANO EFETIVO NORMAL À ARESTA 
DE CORTE Pne): plano que, passando pelo ponto de corte escolhido, é 
perpendicular à aresta de corte S. 
• Plano Ortogonal à Superfície de Saída Pg: plano que passando pelo ponto de 
corte escolhido, é perpendicular à superfície de saída e ao plano de referência da 
ferramenta. 
• Ângulo de Posição do Plano Ortogonal à Superfície de Saída δ r: ângulo entre 
o plano admitido de trabalho e plano ortogonal à superfície de saída, medido no 
plano de referência da ferramenta. 
• Plano Ortogonal à Superfície de Folga Pb: plano que passando pelo ponto de 
corte escolhido, é perpendicular à superfície de folga e ao plano de referência da 
ferramenta. 
• Ângulo de Posição no Plano Ortogonal à Superfície de Folga θ r: ângulo entre 
o plano admitido de trabalho e o plano ortogonal à superfície de folga, medido no 
plano de referência da ferramenta. 
 Veja a seguir as figuras 3.5 a 3.12. 
 
20 
 
 
Figura 3.5. Planos do Sistema de Referência da Ferramenta. 
21 
 
 
Figura 3.6. Planos do Sistema de Referência Efetivo. 
22 
 
 
 
 
Figura 3.7. Planos do Sistema de Referência da Ferramenta numa ferramenta de 
torneamento. 
23 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 3.8. Planos do Sistema de Referência Efetivo numa ferramenta de 
torneamento. 
24 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 3.9. Planos do Sistema de Referência da Ferramenta numa fresa cilíndrica. 
25 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 3.10. Planos do Sistema de Referência Efetivo numa fresa cilíndrica. 
26 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 3.11. Planos do Sistema de Referência da Ferramenta numa broca 
helicoidal. 
27
Figura 3.12. Planos do Sistema de Referência Efetivo numa broca helicoidal. 
28 
3.3.2. Ângulos da Cunha Cortante 
 Os ângulos da cunha cortante destinam-se à determinação da posição e da 
forma da cunha de uma ferramenta. 
 Devem-se distinguir os ângulos do sistema de referência da ferramenta dos 
ângulos do sistema de referência efetivo. No primeiro, os ângulos são identificados 
com o acréscimo da palavra ferramenta e os símbolos representativos com o índice 
identificador do plano no qual são medidos, no segundo, é adicionada a palavra 
efetivo, e acrescenta-se ainda o índice “e” no símbolo. 
 Se o ângulo for referente à uma aresta secundária de corte, os símbolos 
recebem um apóstrofo (‘). 
 As definições apresentadas a seguir são mostradas nas figuras 3.13 a 3.18. 
Ângulos Medidos no Plano de Referência 
• Ângulo de Posição da Ferramenta χ r: ângulo entre o plano de corte da 
ferramenta Ps e o plano admitido de trabalho Pf, medido no plano de 
referência da ferramenta. É sempre positivo e situa-se sempre fora da 
cunha cortante, de forma que o seu vértice indica a ponta de corte. Este 
ângulo indica a posição da aresta de corte. 
• Ângulo de Posição Efetivo χ re: ângulo entre o plano de corte efetivo Pse e 
o plano de trabalho efetivo Pfe, medido no plano de referência efetivo Pre. 
• Ângulo de Posição Secundário da Ferramenta χ’r: ângulo entre o plano 
de corte secundário da ferramenta Ps e o plano admitido de trabalho Pf, 
medido no plano de referência da ferramenta. É sempre positivo e situa-se 
sempre fora da cunha cortante, de forma que o seu vértice indica a ponta 
de corte. Este ângulo indica a posição da aresta secundária de corte. 
• Ângulo de Posição Secundário Efetivo χ’re: ângulo entre o plano de 
corte secundário efetivo P’se e o plano de trabalho efetivo Pfe, medido no 
plano de referência efetivo Pre. 
• Ângulo de Ponta da Ferramenta ε r: ângulo entre os planos principal de 
corte Ps e secundário de corte P’s medido no plano de referência da 
ferramenta. 
 Vale portanto a seguinte relação: 
χ ε χr r r
o+ + =| 180 (3.1) 
Ângulos Medidos no Plano de Corte: 
• Ângulo de Inclinação da Ferramenta λs: ângulo entre a aresta de corte e 
o plano de referência da ferramenta Pr, medido no plano de corte da 
ferramenta Ps. 
• Ângulo de Inclinação Efetivo λse: ângulo entre a aresta de corte o plano 
de referência efetivo Pre, medido no plano de corte efetivo Pse. 
 O ângulo de inclinação é sempre um ângulo agudo, cujo vértice indica a ponta 
de corte. Ele é positivo quando, observando-se a partir da ponta de corte, a aresta 
de corte encontra-se na região posterior em relação ao plano de referência, 
orientando-se para tanto segundo o sentido de corte. 
29 
Ângulos Medidos no Plano Ortogonal 
• Ângulo de Saída da Ferramenta γo: ângulo entre a superfície de saída Aγ 
e o plano de referência da ferramenta Pr, medido no plano ortogonal da 
ferramenta Po. 
• Ângulo de Saída Efetivo γoe: ângulo entre a superfície de saída Aγ e o 
plano de referência efetivo Pre, medido no plano ortogonal efetivo Poe. 
 O ângulo de saída é sempre um ângulo agudo. Ele é positivo quando, a 
interseção entre a superfície de saída e o plano ortogonal encontra-se na região 
posterior em relação ao plano de referência, orientando-se para tanto segundo o 
sentido de corte. 
• Ângulo de Cunha da Ferramenta βo: ângulo entre as superfícies de saída 
Aγ e de folga Aα, medido no plano ortogonal da ferramenta Po. 
• Ângulo de Cunha Efetivo βoe: ângulo entre as superfícies de saída Aγ e 
de folga Aα, medido no plano ortogonal efetivo Poe. 
• Ângulo de Folga da Ferramenta αo: ângulo entre a superfície de folga Aα 
e o plano de corte da ferramenta Ps, medido no plano ortogonal da 
ferramenta Po. 
• Ângulo de Folga Efetivo αoe: ângulo entre a superfície de folga Aα e o 
plano de corte efetivo Pse, medido no plano efetivo ortogonal Poe. 
 Vale a seguinte relação: 
α β γo o o
o+ + = 90 (3.2) 
 Estes ângulos definidos anteriormente podem ser medidos também em outros 
planos. As definições apresentadas aqui são consideradas as mais importantes, 
para maiores informações deve-se consultar a norma NBR 6163. 
Kaio Alcantara
30 
 
 
 
 
 
Figura 3.13. Ângulos da Ferramenta numa ferramenta de torneamento. 
31 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 3.14. Ângulos Efetivos numa ferramenta de torneamento. 
32 
 
 
 
 
 
Figura 3.15. Ângulos da Ferramenta numa fresa de faceamento. 
33 
 
 
 
 
 
 
Figura 3.16. Ângulos Efetivos numa fresa de faceamento. 
34 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 3.17. Ângulos da Ferramenta numa broca helicoidal. 
35 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 3.18. Ângulos Efetivos numa broca helicoidal. 
36 
3.4. FUNÇÕES E INFLUÊNCIA DOS ÂNGULOS DA CUNHA CORTANTE. 
Ângulo de Folga (αo) 
• Evitar atrito entre a peça e a superfície de folga da ferramenta. 
• Se αo é pequeno, a cunha não penetra convenientemente no material, a 
ferramenta perde o corte rapidamente, há grande geração de calor e prejudica o 
acabamento superficial. 
• Se αo é grande, a cunha da ferramenta perde resistência, podendo soltar 
pequenas lascas ou quebrar. 
• αo depende principalmente de: resistência do material da ferramenta e da peça a 
usinar. Geralmente 2o ≤ 14o. 
Ângulo de Saída (γo) 
• Influi decisivamente na força e na potência necessária ao corte, no acabamento 
superficial e no calor gerado. 
• Quanto maior γo menor será o trabalho de dobramento do cavaco. 
• γo depende principalmente de: 
• resistência do material da ferramenta e da peça a usinar. 
• quantidade do calor gerado pelo corte. 
• velocidade de avanço (vf). 
• γo negativo é muito usado para corte de materiais de difícil usinabilidade e em 
cortes interrompidos, com o inconveniente da necessidade de maior força e 
potências de usinagem e maior calor gerado na ferramenta. 
• Geralmente -10o ≤ γo ≤ 30o. 
Ângulo de Inclinação (λs): 
• Controlar a direção de saída do cavaco. 
• Proteger a quina da ferramenta contra impactos. 
• Atenuar vibrações. 
• Geralmente -4o ≤ λs ≤ 4o. 
Ângulo de Posição (χ r): 
• Distribui as tensões de corte favoravelmente no início e no fim do corte. 
• Aumenta o ângulo de ponta (εr), aumentando a sua resistência e a capacidade de 
dissipação de calor. 
• Influi na direção de saída do cavaco. 
• Produz uma força passiva na ferramenta, reduzindo vibrações. 
• Geralmente 30o ≤ χ r ≤ 90o. Em perfilamento pode ser maior que 90o. 
 
 
REFERÊNCIA BIBLIOGRÁFICA 
1. ABNT NBR 6163, “Conceitos da Técnica de Usinagem - Geometria da Cunha 
Cortante – Terminologia”, 1980. 
 
Kaio Alcantara
37 
C A P Í T U L O 4 
FORMAÇÃO DO CAVACO 
 Uma maneira de estudar a formação do cavaco durante a usinagem é fazer 
simplificações em relação ao processo de fabricação. Isto é feito no corte ortogonal 
[1,2]. É um procedimento universal e as considerações que se seguem caracterizam 
a operação. 
 
 
4.1. O CORTE ORTOGONAL 
 No Corte Ortogonal a aresta cortante é reta, normal à direção de corte e 
normal também à direção de avanço, de maneira que a formação do cavaco pode 
ser considerada como um fenômeno bidimensional, o qual se realiza num plano 
normal à aresta cortante, ou seja, no Plano de Trabalho, Figura 4.1. Esta Figura 
ilustra alguns exemplos de usinagens que se aproximam do corte ortogonal no 
torneamento. 
 
Figura 4.1. Exemplos de Corte Ortogonal [2]. 
 Além das simplificações citadas, são feitas as seguintes considerações que 
permitem um tratamento matemático simplificado do corte ortogonal e que pode ser 
estendido para outras operações de usinagem [2]: 
• o tipo de cavaco formado é contínuo, sem formação da aresta postiça de corte. 
• não existe
contato entre a superfície de folga da ferramenta e a peça usinada. 
• a espessura de corte h (igual ao avanço) é pequena em relação à largura de corte 
b. 
• a aresta de corte é maior que a largura de corte b. 
• a largura de corte b e a largura do cavaco b’ são idênticas. 
 Com todas estas simplificações e considerações o corte ortogonal costuma 
ser representado como mostra a Figura 4.2. 
38 
 
Figura 4.2. O Corte Ortogonal. 
 Este modelo é usado para estudadar o mecanismo de formação do cavaco, 
os fenômenos envolvidos e as forças atuantes no processo. Os resultados assim 
obtidos podem ser estendidos ao corte tridimensional, às vezes, com algumas 
ressalvas. 
 
 
4.2. MECANISMO DA FORMAÇÃO DO CAVACO 
 O mecanismo de formação do cavaco pode ser explicado considerando o 
volume de metal representado pela seção “klmn”, da Figura 4.3, se movendo em 
direção à cunha cortante. 
 
Figura 4.3. Diagrama da cunha cortante [1]. 
 A ação da ferramenta recalca o volume “klmn”. Neste ponto 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. 
γο
39 
Deformações plásticas continuam acontecendo até que as tensões não são mais 
suficientes para manter este regime. Assim fica definido uma zona de cisalhamento 
primária (Figura 4.4), que para facilitar o estudo ela é representada por apenas um 
plano, definido pela linha OD da Figura 4.3. 
 Após o material entrar no regime plástico, o avanço da ferramenta faz com 
que as tensões ultrapassem o limite de resistência do material, ainda dentro da zona 
de cisalhamento primária, promovendo a ruptura, que se inicia com a abertura de 
uma trinca no ponto “O” (Figura 4.3) e que pode se estender até o ponto “D”, 
segundo o plano definido pela linha OD. A extensão de propagação da trinca, que 
depende principalmente da ductilidade (ou fragilidade) do material da peça, vai 
determinar o tipo do cavaco, isto é, contínuo ou descontínuo. 
 Após passar pela região de cisalhamento primária, ao volume de material 
“klmn” só resta movimentar-se por sobre a superfície de saída da ferramenta e sair 
como um componente, ou lamela do cavaco. Entretanto, ao atravessar a zona de 
cisalhamento primária ele se deforma plasticamente para um novo formato “pqrs” 
(Figura 4.3). Poderá ser encontrado na literatura, o tratamento desta etapa de 
movimento por sobre a superfície de saída como sendo um sistema simples de atrito 
de Coulomb, sem maiores conseqüências para o processo. Isto não é correto. O 
cavaco, na maioria dos casos, ao atravessar a superfície de saída da ferramenta 
sofre ainda altíssimas deformações plásticas cisalhantes, numa pequena região 
junto à interface com a ferramenta, desenvolvendo ali altíssimas temperaturas, o que 
compromete a resistência das ferramentas. Esta região é definida como zona de 
cisalhamento secundária (plano definido pela linha OB da Figura 4.3) e pode ser 
vista na Figura 4.4. 
 
Figura 4.4. Esquema mostrando as zonas de cisalhamento primária e secundária. 
40 
 O entendimento das condições dessa interface cavaco-ferramenta é de 
importância capital para a análise do processo de corte, e será tratado em separado 
no capítulo 6. 
 Ao imaginarmos que adjacente ao volume de material representado por 
“klmn” da Figura 4.3, existe outro volume de material similar, e subsequente a este, 
existe outro, e assim sucessivamente, verificamos que o mecanismo de formação do 
cavaco é um processo cíclico, com cada ciclo dividido em 4 (quatro) etapas, bem 
definidas (já discutidas anteriormente), a saber: 
1. Recalque (deformação elástica) 
2. Deformação plástica. 
3. Ruptura. 
4. Movimento sobre a superfície de saída da ferramenta. 
 Cada volume de material que passar por um ciclo, formará uma lamela de 
cavaco. 
 
 
4.3. ÂNGULO DE CISALHAMENTO E GRAU DE RECALQUE 
 Durante um ciclo de formação do cavaco, definido no item anterior, a etapa de 
deformação plástica (etapa no 2) acontece por um determinado período, o que define 
uma zona de cisalhamento primária (Figura 4.4). Foi observado também, que para 
simplificar o estudo, esta zona é representada por um plano (linha OD da Figura 
4.3), denominado plano de cisalhamento primário. O ângulo φ é definido como sendo 
o ângulo formado entre esse plano de cisalhamento primário e o plano de corte 
(Figura 4.3). 
 Verifica-se experimentalmente, que a espessura do cavaco, h’, é maior que a 
espessura do material a ser removido, h (espessura de corte), ver Figura 4.5a, e o 
comprimento de cavaco correspondente é por conseguinte, mais curto. Da mesma 
maneira a velocidade de saída do cavaco, vcav, é menor que a velocidade de corte, 
vc (Figura 4.5b). 
O grau de recalque, Rc, é definido pela relação: 
cav
c
c v
v
h
'hR == (4.1) 
 Considerando a Figura 4.5a, o ângulo de cisalhamento φ pode ser 
determinado pela medição direta da espessura do cavaco, h’, assim: 
tg
Rc
n
n
φ
γ
γ
=
−
cos
sen
 (4.2) 
onde γn é o ângulo de saída normal, neste caso igual a γo. 
O valor do grau de recalque, Rc, e portanto do ângulo de cisalhamento, φ, é 
uma boa indicação da quantidade de deformação dentro da zona de cisalhamento 
41 
primária. Pequenos valores de φ (altos valores de Rc) significaram grande 
quantidade de deformação no plano de cisalhamento primário, e vice-versa. 
 
VCAV
 
 a) b) 
Figura 4.5. a) Espessura de corte h, espessura do cavaco h’ e ângulo de 
 cisalhamento φ; 
 b) Triângulo de velocidades no corte ortogonal. Vc = velocidade de 
 corte; Vcav = velocidade de saída do cavaco; Vz = velocidade de 
 cisalhamento. 
 As condições da interface cavaco-ferramenta exercem papel 
importante no processo, influenciando diretamente o valor do ângulo φ. 
 Nesta interface, está localizada a zona de cisalhamento secundária, que 
oferece resistência ao movimento do cavaco, onde uma grande quantidade de 
energia é consumida. Grande resistência ao movimento do cavaco gera baixos 
valores de φ, e aumenta o comprimento da zona (plano) de cisalhamento primária 
[3]. φ e Rc dependem, portanto, das condições da interface cavaco-ferramenta, e isto 
é função do material da peça, material da ferramenta, condições de corte e do 
emprego ou não de fluido de corte. 
 O ângulo de cisalhamento φ é difícil de ser medido, entretanto, pode ser 
determinado pela equação 4.2. A direção definida por este ângulo, representa a 
direção de cisalhamento máximo e pode portanto ser estimado. Vários 
pesquisadores fizeram tentativas de estimar o valor teórico deste ângulo, e duas 
delas são apresentadas abaixo. 
 
Teoria de Ernest e Merchant [4]: 
2φ β γ+ − =ne arc g kcot ( ) (4.3) 
onde: 
 β = ângulo de atrito médio entre o cavaco e a ferramenta. 
 k = constante do material da peça. 
 γne = ângulo de saída normal efetivo. 
42 
 
Teoria de Lee e Shaffer [5]: 
φ β γ
π
+ − =ne 4
 (4.4) 
 
4.4. TIPOS DE CAVACO 
 Durante a usinagem uma nova superfície é gerada na peça, ou pela formação 
de um cavaco contínuo, quando se usina materiais dúcteis, ou pela formação de um 
fluxo de elementos de cavacos quebrados em pedaços, quando se usina materiais 
frágeis. Existem várias vantagens de produzir cavacos curtos, como se verá no 
próximo capítulo. A quebra dos cavacos pode ocorrer naturalmente durante a sua 
formação, como no caso de usinagem de bronze e ferro fundido, ou sua quebra 
pode ser promovida ao se usar quebra-cavacos. Neste caso, provavelmente, apenas 
a forma do cavaco irá se alterar. Quanto ao tipo existem pelo menos três 
possibilidades: cavacos contínuos, descontínuos e segmentados. Entretanto, numa 
classificação mais detalhada, os tipos de cavacos são: 
 a. Cavaco contínuo 
 b. Cavaco parcialmente contínuo 
 c. Cavaco descontínuo
d. Cavaco segmentado. 
 Para os três primeiros tipos (a, b e c), a classificação depende muito da 
ductilidade (ou fragilidade) do material da peça e das condições de corte. O último 
tipo (d) são cavacos produzidos geralmente na usinagem de materiais de baixa 
condutividade térmica, na presença de “cisalhamento termoplástico catastrófico (ou 
adiabático)” [6]. 
a. Cavacos Contínuos. 
 Serão formados na usinagem de materiais dúcteis, como aços de baixa liga, 
alumínio e cobre (ver Figura 4.6 a). O metal cisalha na zona de cisalhamento 
primário com grande quantidade de deformações (da ordem de 2 a 5 mm/mm), 
permanecendo em uma forma homogênea, sem se fragmentar. Apesar da forma de 
fita desses cavacos não apresentar, normalmente, nenhuma evidência de fratura ou 
trinca, uma nova superfície está sendo gerada na peça e isto tem que envolver 
fratura. Cook et al [7] explica a formação do cavaco contínuo da seguinte maneira: 
um campo de tensão de tração se desenvolve na ponta da ferramenta, como 
resultado da curvatura imposta pela cunha cortante, produzindo a trinca necessária 
para separar o material. Depois desse campo de tensão de tração, o material está 
sujeito a elevada tensão de compressão, e a propagação da trinca será interrompida 
ao chegar nesta região, garantindo a formação de cavaco contínuo. 
 A tensão normal no plano de cisalhamento primário será, portanto, uma 
importante variável para determinar se o cavaco será contínuo ou descontínuo, e ela 
é fortemente influenciada pelo ângulo de cisalhamento, φ, e pelas condições da 
interface cavaco-ferramenta (zona de cisalhamento secundária). 
43 
 A análise do problema, entretanto, deve levar em consideração dois 
importantes fatores: primeiro que deve existir uma tensão cisalhante no plano 
primário suficientemente elevada para garantir a abertura e propagação da trinca na 
aresta de corte da ferramenta; segundo que o nível da tensão de compressão que 
atua no plano de cisalhamento primário pode (ou não) interromper a propagação 
dessa trinca. A complexidade da análise se deve ao fato de que tanto o primeiro 
como o segundo fatores são dependentes das condições da interface cavaco-
ferramenta, isto é, quem promove a tensão cisalhante no plano primário, necessária 
para a abertura da trinca, é a restrição que o cavaco tem ao se movimentar na 
superfície de saída da ferramenta, e quanto maior esta restrição, maior será essa 
tensão. É também esta mesma restrição que vai promover a tensão de compressão 
no mesmo plano primário, que poderá congelar a propagação da trinca, e quanto 
maior a restrição, maior será esta tensão. 
 Algumas variáveis podem atuar no sentido de favorecer a propagação da 
trinca, por diminuir a restrição ao movimento do cavaco no plano secundário e, por 
conseguinte, a tensão normal que tende a congelá-la e ao mesmo tempo reduzir a 
tensão cisalhante responsável pela abertura da trinca. Isto pode ser conseguindo, 
por exemplo, pela adição de elementos de livre-corte, como o chumbo, telúrio, 
selênio, enxofre (com manganês) etc., ao material da peça. Estas adições, além de 
reduzir as tensões normais de compressão no plano primário pelas suas ações 
lubrificantes, reduz a tensão cisalhante necessária para a abertura de trinca e 
fragiliza o material, facilitando ainda mais a propagação da mesma. A geometria da 
ferramenta, principalmente o ângulo de saída, a velocidade de corte, o avanço, a 
profundidade de corte, inclusões no material (quantidade, forma, tamanho e dureza) 
e a rigidez da ferramenta são também variáveis importantes no processo de 
formação do cavaco. 
 Os cavacos contínuos são indesejáveis pois eles podem causar muitos 
problemas, e se eles não quebram naturalmente, um quebra-cavaco deve ser usado 
para promover a sua fragmentação. O cavaco será então fragmentado, mas não da 
mesma maneira daqueles do tipo “c” abaixo. 
 Uma variação do tipo de cavaco contínuo, é o cavaco contínuo na presença 
da aresta-postiça-de-corte (APC) [8] (ver Figura 4.6b). Esse fenômeno será discutido 
com detalhes no capítulo 6, e é um fator importante que afeta o acabamento 
superficial e desgaste da ferramenta. 
b. Cavacos parcialmente contínuos 
 É um tipo intermediário entre os cavacos contínuos e descontínuos, onde a 
trinca se propaga só até uma parte do plano de cisalhamento primário. É muitas 
vezes [2] denominado de cavaco de cisalhamento. Sugere-se [7] que dois fatores 
são importantes: (i) a energia elástica acumulada na ferramenta pode não ser 
suficiente para continuar a propagação da trinca. O cavaco perderá contato com a 
ferramenta, interrompendo assim, o crescimento (propagação) da trinca; (ii) a 
presença de grande tensão de compressão no plano de cisalhamento primário, um 
pouco além da ponta da ferramenta, que supressa a propagação da trinca. 
 
44 
c. Cavacos descontínuos. 
 Os cavacos descontínuos são mais comuns quando usinando materiais 
frágeis, como o bronze e os ferros fundidos cinzentos, que não são capazes de 
suportarem grandes quantidades de deformações sem fratura. Entretanto, baixas 
velocidades, ângulo de saída pequeno e grandes avanços podem também gerar 
cavacos descontínuos em certos materiais semi-dúcteis. Com o aumento da 
velocidade de corte o cavaco tende a se tornar mais contínuo, primeiro porque a 
geração de calor é maior e o material por conseguinte mais dúctil, segundo porque é 
mais difícil a penetração de “contaminantes” na interface cavaco-ferramenta ou 
plano de cisalhamento secundário (pois o tempo disponível diminui) para reduzir a 
tensão normal ao plano de cisalhamento primário que permitiria a propagação da 
trinca. 
A Figura 4.6c mostra o cavaco descontínuo. A trinca, neste caso, se propaga 
por toda a extensão do plano de cisalhamento primário, promovendo a fragmentação 
do cavaco. A zona de cisalhamento secundária (interface cavaco-ferramenta) 
também tem influência no processo. Inicialmente, a componente de força tangencial 
à superfície de saída é menor do que a força necessária para promover o 
escorregamento do cavaco. Haverá então, o desenvolvimento de uma zona de 
material estática, e separação do cavaco ocorrerá com o aumento da relação força 
tangencial/força normal. 
 
Figura 4.6. Tipos de cavacos: (a) cavaco contínuo; (b) cavaco contínuo com APC; 
( c) cavaco descontínuo [8]. 
 Estudando a formação de cavacos descontínuos, Palmer e Riad [9] filmaram 
o corte ortogonal de aços carbono, ligas de cobre, alumínio e titânio, a velocidades 
de corte muito baixas. Simultaneamente, as forças de corte e avanço foram 
monitoradas. Os autores variaram avanço, profundidade de corte e ângulo de saída 
da ferramenta. Além de observarem uma relação direta do comportamento das 
componentes de força de usinagem com a formação do cavaco, eles construíram 
curvas que identificam o tipo do cavaco com os parâmetros variados como ilustra a 
Figura 4.7 (usinagem do latão). 
45 
 
Figura 4.7. Tipo de cavaco em função da profundidade de corte e do ângulo de 
saída. x = cavacos contínuos; Δ = cavacos parcialmente contínuos; o = 
cavacos descontínuos [9]. 
d. Cavacos segmentados. 
 Os cavacos segmentados são caracterizados por grandes deformações 
continuadas em estreitas bandas entre segmentos com muito pouca, ou quase 
nenhuma deformação no interior destes segmentos. É um processo totalmente 
diferente daquele verificado na formação do cavaco contínuo. Cook [10] e Shaw et 
alli [11] explicaram qualitativamente as características de segmentação dos cavacos. 
Em seus modelos, a taxa de diminuição na resistência do material, devido ao 
aumento local da temperatura (devido às deformações plásticas) iguala ou excede a 
taxa de aumento da resistência devido ao encruamento, no plano de cisalhamento 
primário. Isto é peculiar a certos materiais com pobres propriedades térmicas, como 
o titânio e suas ligas. O cisalhamento
para formar o cavaco começa a ocorrer em um 
plano de cisalhamento primário particular, quando as tensões impostas pelo 
movimento da ferramenta contra a peça excedem o limite do escoamento do 
material. A energia associada com esta deformação é convertida em calor 
imediatamente, e devido as pobres propriedades térmicas do material, altas 
temperaturas são desenvolvidas, localmente. Isto vai provocar o amolecimento 
localizado do material e, portanto as deformações continuam na mesma faixa (plano) 
de material, ao invés de se mudarem para novo plano de material adjacente, à 
medida que o material se movimenta, como ocorre na formação dos cavacos 
contínuos [11, 12]. Com o prosseguimento da deformação, existe uma rotação no 
plano de cisalhamento, que começa a se afastar da ponta da ferramenta e se 
movimenta por sobre a superfície de saída. Esta rotação vai prosseguindo até que o 
aumento de força devido a esta rotação excede a força necessária para deformar 
plasticamente material mais frio, em outro plano mais favorável. Este processo já foi 
referido como “cisalhamento termoplástico catastrófico” [6] ou “cisalhamento 
adiabático” [13] e resulta num processo cíclico de produção de cavacos na forma de 
uma serra dentada (ver Figura 4.8). 
46 
 
Figura 4.8. Cavaco segmentado [14]. 
 É verificado experimentalmente que muitos materiais podem sofrer 
cisalhamento termoplástico catastrófico, dependendo da temperatura desenvolvida 
durante a usinagem (velocidade de corte) e de suas propriedades térmicas. Recht 
[6] apresentou o critério para um material sofrer cisalhamento termoplástico 
catastrófico (efeito do amolecimento devido ao aumento de temperatura superar o 
efeito de encruamento) e a velocidade de corte acima do qual ele ocorre foi 
denominada de “velocidade de corte crítica”. Para o Inconel 718 esta velocidade é 
de 61 m/min e para o aço AISI 4340 a velocidade crítica encontrada foi de 275 
m/min [15,16]. 
 
4.5. FORMAS DE CAVACOS 
 Quanto à forma, os cavacos são classificados como: 
 - cavaco em fita. 
 - cavaco helicoidal. 
 - cavaco espiral. 
 - cavaco em lascas ou pedaços. 
 Entretanto, a norma ISO [17] faz uma classificação mais detalhada da forma 
dos cavacos, de acordo com a Figura 4.9. 
fragmentado
 
Figura 4.9. Formas de cavacos produzidos na usinagem dos metais [17]. 
47 
 O material da peça é o principal fator que vai influenciar na classificação 
quanto à forma dos cavacos. Logicamente o tipo do cavaco também vai influenciar. 
Cavacos contínuos, parcialmente contínuos e segmentados podem cair em qualquer 
“forma” da Figura 4.9, dependendo das condições de corte e do uso ou não de 
quebra-cavacos. O tipo de cavacos descontínuos só podem ser classificados quanto 
a forma, como lascas e pedaços. 
 Quanto as condições de corte, em geral, um aumento da velocidade de corte, 
uma redução no avanço ou um aumento no ângulo de saída, tende a mover a forma 
do cavaco para a esquerda da Figura 4.9, isto é, produzir cavacos em fitas (ou 
contínuos, quanto ao tipo). O avanço é o parâmetro que mais influencia e a 
profundidade de corte o que menos influencia na forma dos cavacos. A Figura 4.10 
mostra como as formas dos cavacos são afetadas pelo avanço e pela profundidade 
de corte [18]. 
 
Figura 4.10. Efeito do avanço e da profundidade de corte na forma dos cavacos 
[18]. 
 Na realidade a forma dos cavacos longos é que causam os maiores 
problemas relativos à segurança e produtividade e, portanto, estas formas de 
cavacos exigem cuidados especiais (controle). 
Apesar das condições de corte poderem ser escolhidas para evitar, ou pelo 
menos reduzir a tendência de formação de cavacos longos em fita (contínuos, 
parcialmente contínuos ou segmentados), até o momento, o método mais efetivo e 
popular para produzir cavacos curtos, é o uso de dispositivos que promovem a 
quebra mecânica deles. Estes dispositivos são popularmente conhecidos como 
“quebra-cavacos”. Esta teoria será abordada a seguir, no capítulo 5. 
 
 
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS 
 
48 
1. TRENT, E.M. “Metal Cutting”, 2nd Edition, Butterworths, Londres, 1984, 245 
pags. 
2. FERRARESI, D. “Fundamentos da Usinagem dos Metais”, Editora Edgard 
Blücher Ltda., São Paulo, 1970, 751 pgs. 
3. WHIRGHT, P.K.; BAGHI, A. and CHOW, J.G. “Influence of Friction on the Shear 
Plane Angle in Machining”, Proc. of the 10th North American Manufacturing 
Conf., Mc Master University, Hamilton, Ontario, Canadá, 24-25 May, 1982, pp. 
255-262. 
4. ERNEST, H. and MERCHANT, M.E. “Chip Formation, Friction and High Quality 
Surfaces”, Proc. Symp. Surface Treatment of Metals, Cleveland, USA, 21-25 oct, 
1940, pp. 299-378. 
5. LEE, E.H. and SHAFFER, B.W. “The Theory of Plasticity Applied to a Problem of 
Machining”, Journal of Applied Mechanics, vol. 18(4), pp. 405-413. 
6. RECHT, R.F. “Catastrophic Thermoplastic Shear”, Trans ASME, Journal Applied 
Mechanics, June 1964, pp. 189-193. 
7. COOK, N.H.; FINNIE, I. and SHAW, M.C. “Discontinuous Chip Formation”, Trans 
of ASME, Feb. 1954, pp. 153-162. 
8. BOOTHROYD, G. “Fundamental of Metals Machining and Machine Tools”, 
International Student Edition, Mc Graw-Hill, 5th Printing, 1981, ISBN 0-07-
085057-7. 
9. PALMER, W.B. and RIAD, M.S.M. “Modes of Cutting with Discontinous Chip”, 
Proc. 8th Conf. IMTDR, 1967, pp. 259-279. 
10. COOK, N.H. “Chip Formation in Machining Titanium”, Proc. Symp. on Mach 
Grinding Titanium, Watertown Arsenal, Watertown 72, Massachussets, 31st 
March 1953, pp. 1-7. 
11. SHAW, M.C.; DIRK, S.O.; SMITH, P.A.; COOK, N.H.; LOEWEN, E.G. and 
YANG, C.T. “Machining Titanium”, MIT Report, Massachussets Institute of 
Technology, 1954. 
12. SHAW, M.C. “The Assessment of Machinability”, ISI Special Report, London, 
1967, pp. 1-9. 
13. LE MAIRE, J.C. and BACKOFEN, W.A. “Adiabatic Instability in Orthogonal 
Cutting of Steel”, Metal Trans, vol. 3, 1972, pp. 477-481. 
14. KOMANDURI, R. and VON TURKOVICH, B.F. “New Observations on the 
Mechanisms of Chip Formation when Machining Titanium Alloys”, Wear, vol. 69, 
1981, pp. 179-188. 
15. KOMANDURI, R. and SHROEDER, T.A. “On Shear Instability in Machining a 
Nickel-Iron Base Superalloy”, Trans ASME, J. Eng. Industry, vol. 108, May 1986, 
pp. 93-100. 
16. KOMANDURI, R.; SHROEDER, T.A.; HARZA, J.; VON TURKOVICH, B.F. and 
FLOM, D.G. “On the Catastrophic Shear Instability in High Speed Machining of 
an AISI 4340 Steel”, Trans ASME, J.Eng. Industry, vol. 104, May 1982, pp. 121-
131. 
17. ISO “Tool Life Testing with Single-Point Turning Tools”, ISO 3685, 1977. 
18. SMITH, G.T. “Advanced Machining - The Handbook of Cutting Technology”, IFS 
Publications, 1989, ISBN 1-85423-022-6. 
 
49 
C A P Í T U L O 5 
CONTROLE DE CAVACO 
 Na fabricação de peças por usinagem, as principais preocupações estão 
voltadas para a qualidade das peças produzidas, isto é, acabamento superficial e 
tolerâncias obtidas, e na produtividade com baixo custo. A produtividade sempre 
está relacionada com a taxa de desgaste das ferramentas de corte que é função do 
processo, das condições de corte, do uso ou não de fluídos de corte, entre outros 
fatores. Isto levou os principais pesquisadores da área de usinagem, a concentrarem 
seus trabalhos em assuntos relacionados com o mecanismo de formação dos 
cavacos, forças e temperaturas de usinagem, mecanismos de desgaste das 
ferramentas de corte, integridade superficial, e muito pouca pesquisa se dedica ao 
estudo do controle do cavaco. Por esse motivo, são raros os artigos encontrados na 
literatura, que discutem o assunto de maneira abrangente. Entretanto, no corte 
contínuo (principalmente no torneamento) de materiais dúcteis a altas velocidades, o 
controle do cavaco pode se tornar imperativo e o fator mais importante numa linha 
de produção. 
 Como se viu no capítulo anterior, a baixas velocidades de corte os cavacos,
geralmente, apresentam boa curvatura natural, e portanto fogem da forma de 
cavacos longos, e não apresentam maiores problemas. Com a introdução da nova 
geração de ferramentas de corte, com maiores resistências ao desgaste, permitiu-se 
um aumento nas velocidades de corte de tal maneira, que os cavacos longos 
produzidos exigiram um controle rigoroso de sua formação. Isto se torna mais crítico 
ainda, com a crescente utilização de máquinas CNC, onde a ausência da 
interferência do homem não permite a produção de tais formas de cavacos. 
 A produção de cavacos longos pode causar os seguintes problemas 
principais. 
I. Eles têm baixas densidades efetivas, isto é, ocupam muito espaço, o que causam 
problemas econômicos no manuseio e no processo de descarte, ou 
reaproveitamento. 
II. Eles podem se enrolar em torno da peça, da ferramenta ou de componentes da 
máquina e estes cavacos, a temperaturas elevadas e com arestas laterais 
afiadas, representam um verdadeiro risco à integridade física do operador. 
III. Quando eles se enrolam na peça, apesar de afetar pouco o acabamento 
superficial, produzem uma superfície não atrativa, e podem causar danos à 
ferramenta. 
IV.Eles podem afetar forças de usinagem, temperatura de corte e vida das 
ferramentas. 
V. Podem impedir o acesso regular do fluido de corte (efeito guarda-chuva). 
 O estado do cavaco pode ser expresso pelo “fator de empacotamento”, R, 
que é definido como sendo o volume total ocupado pelo cavaco, dividido pelo 
volume de um sólido equivalente ao seu peso. 
peso seu ao eequivalent sólido um de volume
cavaco do volume
=R
50 
Cavacos contínuos e longos apresentam fator de empacotamento da ordem de 50 
ou superiores, enquanto cavacos em lascas ou pedaços podem ter esse valor 
reduzido à 3 [1]. 
 A necessidade de se desvencilhar de cavacos longos e prejudiciais forçou o 
aparecimento de medidas estratégicas para promover a quebra destes, 
mecanicamente. Sem dúvidas, o método mais popular é a utilização de quebra-
cavacos postiços ou integrais (dando-se uma forma especial à superfície de saída 
da ferramenta). Ambos os casos promovem uma curvatura maior nos cavacos para 
quebrá-lo por flexão, quando estes encontrarem um obstáculo. Os obstáculos 
podem ser a própria peça, a ferramenta ou o porta-ferramenta. 
 Outros métodos menos usuais também já foram utilizados com sucesso. Um 
deles utiliza a desaceleração intermitente de avanço [2]. Isto pode ser conseguido 
por um programa particular de computador em um sistema CNC. A desaceleração 
intermitente do avanço promove a quebra periódica do cavaco pela redução da 
espessura do cavaco até valores muito pequenos (próximo a zero), conforme mostra 
a Figura 5.1. 
 Este efeito, além de se mostrar eficiente no controle do cavaco, melhora 
marginalmente a rugosidade superficial [2]. 
 
Figura 5.1. Efeito da desaceleração do avanço na espessura do cavaco [2]. 
 Um outro método é o hidráulico [3]. Neste método o fluído de corte é injetado 
à alta pressão na superfície de saída da ferramenta, contra a saída do cavaco. A 
força do jato promove a fragmentação do cavaco conforme a seqüência mostrada na 
Figura 5.2. 
 
Figura 5.2. Diagrama esquemático da fragmentação do cavaco promovido pelo 
jato de fluído de corte à alta pressão [3]. 
51 
 A aplicação deste método na usinagem de ligas de titânio e de níquel mostrou 
muita eficiência no controle do cavaco. O fator de empacotamento passou de 47 
para 4,7 quando a usinagem sem quebra-cavacos foi substituída pela utilização do 
método [3]. 
 Na usinagem natural, isto é, sem quebra-cavacos, a capacidade de quebra 
dos cavacos depende principalmente de três fatores importantes: a fragilidade do 
material da peça, a curvatura natural do cavaco e a espessura do cavaco h’. 
 Quanto menor a espessura do cavaco, mais flexíveis eles são, portanto, mais 
difíceis de se quebrarem. Os cavacos, que já sofreram deformações intensas nos 
planos de cisalhamentos primário e secundário durante a sua formação, necessitam 
de uma determinada deformação crítica εf, para se fraturarem, após deixarem a 
superfície de saída da ferramenta. A deformação que o cavaco vai sofrer neste 
estágio é diretamente proporcional a h’/rc, onde h’ é a espessura do cavaco e rc é o 
raio de curvatura do cavaco [4]. Se a deformação do cavaco não for suficientemente 
grande para causar a fratura, é necessário tomar medidas, ou para aumentar h’ ou 
diminuir rc, e assim promover deformação suficiente para obter a fratura periódica do 
cavaco. Como h' depende principalmente do avanço (ou da espessura de corte, h), e 
este afeta o acabamento superficial e a produtividade, procura-se então tentar 
reduzir rc. 
 O método mais usual para aumentar a curvatura do cavaco (diminuir rc), como 
já foi citado, é a utilização de quebra-cavacos postiços ou integrais (superfícies de 
saídas das ferramentas com formatos especiais). 
 Na utilização desse método rc pode ser estimado, de acordo com as 
dimensões dos quebra-cavacos, assim: 
 
(I). Quebra-cavaco Postiço (Figura 5.3). 
( ) ( )[ ]
2
σ
σ cot.cot.trc −−= flln (5.1) 
onde: 
ln - distância do quebra-cavaco da aresta de corte. 
lf - comprimento de contato cavaco-ferramenta 
t - altura do quebra-cavaco 
σ - ângulo da cunha do quebra-cavaco. 
52 
 
Figura 5.3. Quebra-cavaco postiço [1]. 
(II). Quebra-cavaco Integral, tipo I - Anteparo (Figura 5.4). 
 
Figura 5.4. Quebra-cavaco integral, tipo I - Anteparo [1]. 
( )
r
lf t
hc
=
−
+
ln
'
2
2
 (5.2) 
 
(III). Quebra-cavaco Integral, tipo II – Cratera (Figura 5.5). 
 
Figura 5.5. Quebra-cavaco integral, tipo II - cratera [1]. 
53 
r qc n= (5.3) 
onde: 
 
qn = raio da cratera do quebra-cavaco. 
Obs. 1. Neste caso, o quebra-cavaco só será efetivo, se a espessura en for menor 
que o comprimento do contato cavaco-ferramenta, lf. 
Obs. 2. Se qn for muito pequeno, o cavaco pode não seguir o contorno da cratera até 
que se desenvolva um desgaste significante. 
Para os quebra-cavacos do tipo anteparo, seja ele postiço (Figura 5.3) ou 
integral (Figura 5.4), trabalhando sobre condições efetivas de quebra de cavacos, 
eles não terão muito efeito nas forças de usinagem, quando comparados com 
ferramentas planas, isto é, sem quebra-cavacos, nas mesmas condições de corte 
[5]. No caso de quebra-cavaco do tipo cratera, uma aresta postiça estável pode se 
formar ao longo da espessura en (Figura 5.5), aumentando consideravelmente o 
ângulo efetivo de saída, diminuindo as forças de usinagem [1]. 
Foi verificado também [1], que a taxa de desgaste de flanco não muda 
significativamente, com a aplicação de quebra-cavacos. Quanto ao desgaste de 
cratera, Boothroyd [1] mostrou que os quebra-cavacos do tipo anteparo (Figuras 5.3 
e 5.4) reduzem a área de desgaste e os quebra-cavacos do tipo cratera (Figura 5.5) 
tendem a aumentá-la. 
 O que é importante verificar na teoria dos quebra-cavacos é se os mesmos 
irão garantir uma redução de rc, para que o cavaco, ao se chocar contra qualquer 
obstáculo (peça, ferramenta ou porta-ferramenta), tenha atingido o valor de 
deformação crítica na fratura, εf, que promova sua quebra. Alem disto, as ranhuras 
dos quebra-cavacos servem para conformar mais os cavacos, tornando-os menos 
dúcteis e, portanto, promovendo a redução desta deformação crítica necessária para 
a fratura. 
As equações 5.1, 5.2 e 5.3 podem ser utilizadas para projetar quebra-cavacos 
eficientes. Entretanto, o projetista tem que considerar, além dos fatores já citados 
(fragilidade do material da peça, raio natural de curvatura, rc e espessura do cavaco, 
h’), outros, tais como: geometria da ferramenta (principalmente os ângulos de saída, 
inclinação e posição), velocidade de corte, profundidade de corte e rigidez da 
máquina ferramenta. Quanto menor o ângulo de
saída menor o raio de curvatura 
natural, rc, e maior a espessura do cavaco, h'. Quanto ao ângulo de posição, além de 
afetar a direção de saída do cavaco, quando, normalmente, o cavaco tende a sair 
perpendicular à aresta de corte, ele afeta também a espessura do cavaco, que 
aumenta com o aumento deste ângulo. O ângulo de inclinação tem influência direta 
na direção de saída do cavaco. Se for negativo ele joga o cavaco contra a peça, se 
for positivo ele direciona o cavaco para fora dela. Um aumento na velocidade de 
corte tende a aumentar rc porque o comprimento de contato cavaco-ferramenta é 
reduzido. Além disso, a ductilidade do material é aumentada, tornando-se a quebra 
do cavaco ainda mais difícil. 
54 
Sales [6], com o objetivo de relacionar o raio de curvatura natural do cavaco, 
rc, com a velocidade, profundidade de corte, avanço e ângulo de saída da 
ferramenta, filmou a usinagem do aço ABNT 1020, no corte ortogonal no processo 
de torneamento em mais de 500 ensaios e por meio de um “software” de análise de 
imagens, mediu rc. Os resultados foram representados por um polinômio de grau 
três que melhor se ajustou aos pontos distribuídos, com erro calculado de 14.75%. A 
Figura 5.6 apresenta os gráficos obtidos, mostrando a influência individual de cada 
parâmetro estudado em rc. 
 
Vc=200 [m/min] ; f=0,182 [mm/rot] ; γ=6 [º]
1
1,5
2
2,5
3
3,5
4
1,5 2 2,5 3 3,5 4
ap [mm]
rc
#[m
m
]
 
Vc=200 [m/min] ; ap=2,5 [mm] ; γ=6 [º]
1
1,5
2
2,5
0 0,1 0,2 0,3 0,4
f [mm/rot]
rc
#[m
m
]
 
a) b) 
Vc=200 [m/min] ; f=0,182 [mm/rot] ; ap=2,5 [mm]
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
2 4 6 8 10 12 14 16 18
γ [º]
rc
#[m
m
]
 
f=0,182 [mm/rot] ; ap=2,5 [mm] ; γ=6 [º]
1
1,5
2
2,5
50 100 150 200 250 300 350
Vc [m/min]
rc
#[m
m
]
 
c) d) 
Figura 5.6. Influência a) da profundidade de corte, b) do avanço, c) do ângulo de 
saída da ferramenta e d) da velocidade de corte, no raio de curvatura 
natural do cavaco [6]. 
Por meio da análise de sensibilidade adimensional, os parâmetros estudados 
foram ordenados em ordem decrescente de influências sobre rc, obtendo-se a 
seguinte ordem: 
ap, f, γ e Vc 
Observa-se que o raio de curvatura natural do cavaco aumenta com os 
aumentos da profundidade de corte, do ângulo de saída da ferramenta e da 
velocidade de corte, dificultando a quebra do cavaco, diminuindo com o aumento do 
avanço, facilitando a quebra do cavaco. O comportamento dessas variáveis era 
esperado, exceto o efeito da profundidade de corte. Normalmente, o aumento da 
profundidade de corte tende a tornar o cavaco mais quebradiço (reduzindo rc), ver 
55 
Figura 4.10, [8]. Entretanto, este parâmetro pode atuar diferentemente, dependendo 
da faixa de avanço [9] e do grau de desgaste da ferramenta [10]. 
 Na usinagem de um tubo (corte ortogonal) a velocidade de corte no diâmetro 
interno é consideravelmente menor que no diâmetro externo, o que causa uma 
curvatura do cavaco como mostrado na Figura 5.7. A profundidade de corte, neste 
caso, vai alterar aquela curvatura. 
 
Figura 5.7. Curvatura do cavaco para dentro, causado pela variação da velocidade 
de corte ao longo da aresta [4]. 
 A rigidez da máquina, quando baixa, pode causar vibrações e promover 
quebra nos cavacos, porém com conseqüências graves no acabamento superficial. 
 A combinação de todos estes efeitos sendo levados em consideração é que 
vai distribuir os cavacos nas mais diversas formas apresentadas no item 4.5, 
segundo os esquemas mostrados na Figura 5.8. 
 Os cavacos da Figura 5.8c são quebrados periodicamente quando eles 
encontram a superfície recém-usinada, o que pode danificar o acabamento 
superficial. Os cavacos da Figuras 5.8d e 5.8e, são quebrados quando eles se 
chocam contra a superfície da peça pronta para ser usinada. Se a direção lateral for 
suficiente, o cavaco com curvatura para cima pode evitar a peça mas encontrar a 
superfície de folga da ferramenta, formando cavacos como na Figura 5.8f. Se a 
direção lateral for ainda maior, podem gerar cavacos como os das Figuras 5.8h, 5.8 i 
ou 5.8j. Além desses, vários outros tipos podem ser observados, que representam a 
combinação dos cavacos mostrados na Figura 5.8 a-j [4]. 
 
56 
 
Figura 5.8. Representação da geração das diversas formas de cavaco: a) cavaco 
em fita, reto (ângulo de inclinação = 0o); b) cavaco em fita com direção 
de saída variado (ângulo de inclinação = 0o); c) cavaco do tipo arruela 
(ângulo de inclinação = 0o, vc variável ao longo da aresta de corte, sem 
curvatura para cima); d) cavaco do tipo “c” (ângulo de inclinação = 0o); 
e) cavaco curto na forma de “orelha” (ângulo de inclinação = 0o); f) 
cavaco longo na forma de “orelha” (ângulo de inclinação = 0o); g) 
cavaco na forma de bobina (ângulo de inclinação = 0o, vc variável ao 
longo da aresta de corte e curvatura para cima); h) cavaco helicoidal 
tubular (ângulo de inclinação positivo e grande profundidade de corte); 
i) cavaco do tipo “mola” (ângulo de inclinação positivo e pequena 
profundidade de corte); j) cavaco helicoidal cônico (combinação de c) e 
h), comum na furação); k) combinação de c) e d) (ângulo de inclinação 
diferente de zero); l) cavaco do tipo “c”, conectados [4]. 
 
 Considerando estes fatores e as condições de corte, os fabricantes de 
ferramentas, particularmente de metal duro, desenvolvem os insertos com as mais 
variadas formas de quebra-cavacos. Estes fabricantes, geralmente, tem um design 
diferente para operações de acabamento, cortes médios e operações de desbaste. 
Para cada tipo de operação destas, o design do quebra-cavaco cobre uma 
determinada faixa de avanço e profundidade de corte. 
 Paulino et alli [7] usinando o aço ABNT 5140, no torneamento, testaram a 
eficiência de quatro geometrias de superfícies de saída de ferramentas de metal 
duro (uma lisa, e as demais para operações de acabamento, intermediária e de 
desbaste). Eles encontraram que a geometria desenvolvida para operações de 
57 
desbaste (MR) obteve melhor desempenho quanto a uniformidade na distribuição de 
h’ e rc, promovendo uma quebra do cavaco mais eficaz. As geometrias lisa e de 
acabamento, promoveram menores deformações no cavaco e conseqüentemente se 
mostraram menos eficazes na quebra dos cavacos. 
 
 
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS 
1. BOOTHROYD, G. “Fundamentals of Metals Maching and Machine Tools”, 
International Student Edition, Mc Graw-Hill, 5 th Printing, 1981, ISBN 0-
07085057-7. 
2. TAKATSUTO, M. “Chip Disposal System in Intermittntly Decelareted Feed”, Bull. 
Japan Soc. of Prec. Engg., vol. 22, no 2, june 1988, pp. 109-114. 
3. MACHADO, A.R. “Machining of Ti6A14V and Inconel 901 with a High Pressure 
Coolant System”, PhD Thesis, University of Warwick, England, 1990, 288 pgs. 
4. SHAW, M.C. “Metal Cutting Principles”, Oxford Scientific Publications, USA, 
1986, 594 pgs, ISBN - 0-19-859002-4. 
5. MILLS, B. and REDFORD, A.H. “Machinability of Engineering Materials”, Applied 
Science Publishers, U.K., 1983, 174 pgs, ISBN - 0-85334-183-4. 
6. SALES, W.F.; “Relação Experimental Entre o Raio de Curvatura Natural do 
Cavaco e os Principais Parâmetros de Usinagem”; Dissertação de Mestrado, 
Universidade Federal de Uberlândia - UFU, Uberlândia, Minas Gerais, Brasil, 
1995. 
7. PAULINO, W.S.; SALES, W.F.; EZUGWU, E.O. e MACHADO, A.R.; 
“Determinação da Eficiência de Quebra-cavacos com as Principais Condições de 
Corte”; XIV COBEM, Bauru, São Paulo, Brasil, 1997. 
8. SMITH, G.T., “Advanced Machining - The Handbook of Cutting Technology”, IFS 
Publications, 1989, ISBN 1-85423-022-6 
9. FANG, X.D. and JAWAHIR, I.S., "An Expert System Based on a Fuzzy 
Mathematical Model for Chip Breakability Assessments in Automated 
Machining", proceedings of the 2nd Int. ASME Conf., Atlanta, USA,
Vol. IV, March 
1990, pp 31 -37. 
10. FANG, X.D. and JAWAHIR, I.S., "The Effects of Progressive Tool Wear and Tool 
Restricted Contact on Chip Breakability in Machining", Wear, Vol. 160, 1993, pp 
243 - 252. 
 
58 
C A P Í T U L O 6 
A INTERFACE CAVACO - FERRAMENTA 
6.1. INTRODUÇÃO 
 No capítulo 4 verificou-se que a formação do cavaco é um processo periódico, 
com cada ciclo dividido em 4 etapas distintas. A última etapa é o movimento 
(escorregamento) do cavaco por sobre a superfície de saída da ferramenta. As 
condições nas quais acontece este escorregamento têm influências marcantes em 
todo o processo, particularmente, no próprio mecanismo de formação do cavaco, na 
força de usinagem, no calor gerado durante o corte, e conseqüentemente na 
temperatura de corte e nos mecanismos e taxa de desgaste das ferramentas de 
corte, e conseqüentemente na vida das ferramentas. É preciso, portanto, entender 
como se processa o movimento do cavaco ao longo da superfície de saída da 
ferramenta. 
 O conceito clássico de atrito baseado nas leis de Amonton e Coulomb (a força 
de atrito F, é proporcional à força normal N, isto é, F = µ.N, onde µ é o coeficiente de 
atrito) não é apropriado para todas as condições de corte dos metais, onde as 
pressões normais à superfície de saída da ferramenta são muito altas (podem 
chegar a 3,5 GN/m2, na usinagem de alguns aços; Trent, 1963). As condições da 
interface cavaco-ferramenta são, portanto, uma das áreas de estudo mais 
importante em usinagem. 
Fazer isto, entretanto, tem sido um desafio muito grande, porque são poucas 
as conclusões que podem ser tiradas de observações diretas durante o corte. As 
maiores dificuldades são provocadas pelas velocidades de saída dos cavacos, 
normalmente, muito elevadas e pelas reduzidíssimas áreas de contato cavaco-
ferramenta envolvidas, o que dificultam o monitoramento on line. Apenas para 
exemplificar, vamos considerar uma operação de corte ortogonal de aço comum ao 
carbono, em que a velocidade de corte, vc, utilizada é de 240m/min, e a espessura 
de corte, h, igual ao avanço de corte, fc, de 0,25mm/volta, e a largura de corte, b, 
igual à profundidade de corte, ap, de 2,0mm. Se a espessura do cavaco, h’, obtida 
foi de 0,5mm, o grau de recalque, Rc, é igual a 2,0 (h’ ÷ h). Nestas condições, a 
velocidade de saída do cavaco, vcav, é de 120m/min (Vc ÷ Rc), ou 2,0m/s. Se o 
comprimento de contato cavaco-ferramenta, L, nesta operação for de 3,0mm, a área 
de contato será 6,0mm2 (L × b). É uma velocidade de saída do cavaco muito alta, e 
uma área de contato cavaco-ferramenta muito pequena para se considerar o 
monitoramento on line. 
A maioria das teorias modernas disponíveis foi derivada de estudos desta 
interface, após o corte ter sido interrompido (utilizando-se quick-stops) e de 
medições de deformações e temperaturas naquela região. 
Após contar com essas técnicas de quick stops, pode-se constatar a forte 
influência que as condições da interface cavaco-ferramenta exerce no processo. 
Teorias mais antigas sempre concentravam os estudos na zona de cisalhamento 
primário, como Piispanen (1937), Ernest e Merchant (1940) e Lee e Shaffer (1943), 
entre outros. Entre estes, Piispanen (1937) foi o primeiro a considerar o processo de 
Kaio Alcantara
59 
cisalhamento no plano primário como se fosse o deslizamento de cartas de baralho, 
por isto o seu modelo ficou conhecido como “Baralho de Piispanen”. A figura 6.1 
apresenta este modelo. 
 
Figura 6.1. Modelo de formação de cavaco proposto por Piispanen (1937). 
Neste modelo o movimento do cavaco na superfície de saída da ferramenta 
se dá pura e simplesmente pelo escorregamento de lamelas individuais, como se 
fossem cartas, desprezando totalmente o atrito e o cisalhamento dentro do material. 
Assim, qualquer teoria derivada deste modelo vai carregar inevitáveis erros de 
aproximação. 
 Na usinagem dos metais pelo menos três condições de interface cavaco-
ferramenta podem ser encontradas: 
 a)- Aderência + Escorregamento; 
 b)- Escorregamento; 
 c)- Aresta Postiça de Corte - APC 
 Quem mais difundiu a teoria das condições da interface cavaco-feramenta 
nos meios científicos foi Trent, que desde 1963 identificou e definiu com muita 
competência a “ZONA DE ADERÊNCIA” (seizure zone ou sticking zone, da literatura 
inglesa) e a “ZONA DE ESCORREGAMENTO” (sliding zone, da literatura inglesa). 
Na condição “a” a zona de aderência se estende da aresta de corte para dentro da 
superfície de saída da ferramenta, tendo a zona de escorregamento se 
desenvolvendo ao longo de sua periferia. A Figura 6.2 identifica estas duas zonas. 
Linha BC = aderência, linha CD = escorregamento. 
Em determinadas condições especiais, a zona de aderência pode ser 
suprimida, prevalecendo apenas a condição de escorregamento. Esta situação se 
refere à condição “b” já citada e será abordada mais tarde. 
 
Plano de cisalhamento primário 
ΦΦΦΦ 
γγγγ 
60 
 
Figura 6.2. Áreas de aderência e escorregamento na interface cavaco-ferramenta 
(Trent e Wright, 2000). 
 Uma outra situação diferente, é a existência da aresta postiça de corte, APC, 
(condição “c”) que é um fenômeno que pode ocorrer a baixas velocidades de corte. 
A presença da APC vai alterar completamente a geometria da cunha cortante, com 
efeitos em todo o processo de usinagem (força, temperatura, desgaste das 
ferramentas e acabamento superficial). 
 A possibilidade da existência de diferentes condições na interface cavaco-
ferramenta impõe a necessidade de estudos criteriosos de cada uma dessas 
condições nos itens subsequentes, e posterior análise da influência delas nas 
variáveis do processo. Antes, porém, uma abordagem das condições de atrito em 
usinagem se faz necessária. 
 
 
6.2. ATRITO NO CORTE DE METAIS 
 Quando duas superfícies são colocadas justapostas, a área de contato real 
(Ar) é muito menor que a área de contato aparente (A), devido às micro-
irregularidades presentes em qualquer superfície acabada. Os contatos são 
estabelecidos apenas em alguns picos das irregularidades, como ilustrado na Figura 
6.3. 
 
Figura 6.3. Área de contato numa superfície levemente carregada (Shaw et alli, 
1960). 
 Em se aplicando uma carga normal extra, os pontos de contato são 
deformados plasticamente, e a área de contato real (Ar) aumenta até ser capaz de 
61 
suportar, também, esta nova carga aplicada. A força tangencial (ou de atrito), por 
conseguinte, aumenta proporcionalmente, e o limite de proporcionalidade é o 
coeficiente de atrito µµµµ, valendo, portanto, a lei de atrito de Coulomb. Se a carga 
normal aplicada for aumentada indefinidamente, vai existir um momento em que 
todos os picos das irregularidades se deformarão de tal maneira que a área real se 
iguala à área aparente. A força normal necessária para que isto aconteça é definida 
como “carga normal limite”. A partir deste valor, o aumento da força normal não 
altera mais a força tangencial (ou de atrito), isto é, a força tangencial não é mais 
proporcional à força normal. Ela passa a ser constante e assume o valor suficiente 
para vencer a resistência ao cisalhamento do material menos resistente. Nestas 
condições a lei de atrito de Coulomb não tem validade. 
Shaw et alli (1960) identificam, portanto, três regimes diferentes de atrito 
sólido. A Figura 6.4 ilustra estes regimes. O regime I é aquele onde vale a lei de 
atrito de Coulomb (µ = τ/σ = constante) e Ar <<< A. O regime III é aquele onde não 
existe superfície livre entre os materiais, isto é, Ar = A, e τ é independente de σ. Ele 
começa a existir a partir do valor de tensão normal limite, σσσσ2. O regime II é o de 
transição entre o I e o III, onde o coeficiente de atrito diminui com o aumento da 
carga normal. Wallace e Boothroyd (1964), entretanto, sugerem a transição brusca 
do regime I para o regime
III, com a supressão do regime II, e a lei de atrito de 
Coulomb vale então até o ponto B da Figura 6.4 e a tensão normal limite passa a ser 
σσσσ1. 
 
Figura 6.4. Os três regimes de atrito sólido (Shaw et alli, 1960). 
 Durante o corte dos metais, os regimes I e III ocorrem simultaneamente em 
pontos distintos ao longo do comprimento de contato entre o cavaco e a ferramenta. 
Zorev (1963) apresentou um modelo de distribuição de tensão na superfície de saída 
da ferramenta. A Figura 6.5 mostra este modelo, onde o comprimento de contato 
62 
cavaco-ferramenta é dividido em duas regiões distintas: “a região de aderência” e “a 
região de escorregamento”. Segundo este modelo, a tensão normal é máxima na 
ponta da ferramenta e decresce exponencialmente até zero, no ponto onde o cavaco 
perde contato com a superfície de saída. A tensão cisalhante é constante na zona 
de aderência (e assume o valor do limite de resistência ao cisalhamento do material 
naquela região) e decresce, também exponencialmente, na zona de 
escorregamento, até o valor zero, no ponto onde o cavaco perde contato com a 
ferramenta. Na região de aderência, Ar = A e vale o regime III. Na região de 
escorregamento Ar <<<A e o regime I prevalece. A extensão da zona de aderência 
depende do valor da tensão limite σσσσlim (Figura 6.5). 
 
Figura 6.5. O modelo de distribuição de tensão na superfície de saída da 
ferramenta, proposto por Zorev (1963). 
 Desta maneira, a força total tangente à superfície da ferramenta, é dada pela 
soma da força tangencial que atua em cada uma destas regiões. Considerando as 
duas situações individuais, Boothroyd (1981) equaciona as tensões tangenciais 
médias da região de aderência e da região de escorregamento e define o “ângulo de 
atrito médio, ββββ” dado por (Boothroyd, 1981): 
β
σ
=





arctg
k
fav
 (6.1) 
onde k é uma constante e σfav é a tensão normal média que atua na superfície de 
saída da ferramenta. 
 
 
63 
6.3. ZONA DE ADERÊNCIA 
 Foi através de análise de micrografias da raiz do cavaco (obtidas pela 
interrupção brusca do corte, com o dispositivo “quick-stop”) de vários materiais 
usinados com aço-rápido e metal duro, que Trent (1963) obteve evidências claras de 
“íntimo contato” ao longo de uma grande porção da interface cavaco-ferramenta. 
Esta região foi denominada de zona de aderência (seizure zone), que é na realidade 
a confirmação da presença do regime III na interface. Sob estas condições, o 
movimento na interface ocorre por cisalhamento dentro do material do cavaco. Uma 
zona de cisalhamento intenso é formada bem próxima, mas não necessariamente na 
interface, que foi denominada de “zona de fluxo” ou flow zone, da literatura inglêsa 
(Trent, 1963). 
 Nesta zona existe um gradiente de velocidade. Uma camada de material em 
contato com a ferramenta é estacionária, mas a uma distância geralmente de 0,01 a 
0,10 mm (espessura da zona de fluxo) a velocidade assume o valor da velocidade 
de saída do cavaco, vcav. Com este conceito, a tensão requerida para cisalhar o 
material a altas temperaturas e altas taxas de deformação é um fator muito 
importante em usinagem. 
 Posteriormente, mais de 25 anos após a primeira contribuição (1963), Trent 
publicou outro artigo importante dividido em três partes (Trent, 1988a, 1988b, 
1988c), onde ele conclama que as “condições de aderências” devem ser assumidas 
como inevitáveis. Isto, para usinagem de praticamente todos os materiais (exceto 
alguns materiais de corte fácil), utilizando qualquer tipo de ferramenta de corte. Altas 
tensões de compressão, grandes quantidades e altas taxas de deformações, que 
causam altas temperaturas na interface cavaco-ferramenta, e a pureza do material 
da peça em contato com a ferramenta promovem as ligações atômicas nesta 
interface, causando aderência. 
 Trent (1988b) sugere que o mecanismo de deformação plástica na interface 
cavaco-ferramenta ocorre por dois modos diferentes: (i) a baixas velocidades de 
corte e avanço, com formação de Aresta Postiça de Corte, APC, ela ocorre por 
movimento de discordâncias, ocorrendo, portanto, encruamentos; (ii) a altas taxas 
de remoção de material, na zona de aderência, as deformações cisalhantes estão 
confinadas a estreitas bandas de cisalhamento termoplástico (zona de fluxo = flow 
zone). Neste mecanismo, as tensões de escoamento são reduzidas por um 
processo de recuperação dinâmica, que ocorre com o aumento da temperatura. A 
deformação plástica provavelmente envolve escorregamento dos contornos de grãos 
e o material se comporta praticamente como um “fluido viscoso”. A temperatura 
nesta região é acelerada pelo calor gerado pela deformação plástica e exerce um 
papel muito importante, não só ditando o mecanismo e as condições de deformação 
na zona de aderência, mas também influenciando diretamente os mecanismos de 
desgaste da ferramenta (Trent, 1988c). A Figura 6.6 apresenta uma micrografia da 
raiz de um cavaco de aço baixo carbono após quick stop onde se observa a 
presença da zona de fluxo. Isto é mais nítido na ampliação da Figura 6.6b. Nesta 
figura pode-se observar que no cavaco os microconstituintes do aço se apresentam 
deformados mais ou menos na direção do plano de cisalhamento primário. Não se 
pode dizer que eles estão exatamente na direção do plano de cisalhamento primário 
porque as deformações sofridas pelo cavaco na interface com a ferramenta (na zona 
de fluxo) corroboram para afastá-los desta direção. 
64 
 Na zona de fluxo observa-se que, à medida que se aproxima da interface com 
a superfície de saída da ferramenta, as deformações do material dentro da zona de 
fluxo vão aumentando rapidamente. Chegam a aumentar tanto que mais próximo da 
interface não se distinguem mais os microconstituintes (ferrita e perlita) por falta de 
resolução, com a ampliação usada nesta micrografia. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 6.6. a)- Micrografia da raiz de um cavaco de aço ABNT 1010; b)- Ampliação 
da região indicada em a (Trent e Wright, 2000). 
 
 
6.3.1. Deformações na Zona de Fluxo 
 Enquanto que no plano de cisalhamento primário as deformações cisalhantes 
são da ordem de 2 a 5 (Trent e Wright, 2000), podendo chegar a 8 nas bandas de 
cisalhamento adiabático na usinagem de titânio, na zona de fluxo (flow zone) as 
deformações são bem maiores, podendo atingir valores superiores a 100 (Trent e 
Wright, 2000). Este é um valor estimado, visto que é praticamente impossível de se 
medir tais níveis de deformações a taxas de deformações da ordem de 104 s-1 (Trent 
e Wright, 2000), confinadas a uma zona de fluxo de espessura bem estreita 
(geralmente medem de 10 a 100µm, Trent, 1988c). Trent e Wright, 2000, entretanto, 
propõe um modelo, o qual é apresentado na Figura 6.7. 
 
Figura 6.7. Modelo de deformação na zona de fluxo proposto por Trent e Wright 
(2000). 
 Segundo este modelo, a deformação cisalhante na zona de fluxo é 
inversamente proporcional à distância da superfície de saída. No ponto Y, a porção 
inicial do material OabX sofreu uma deformação para Oa’b’X, enquanto que a 
a b 
 
65 
metade do material da porção inicial considerada, isto é, OcdX (metade de OabX) se 
deformou para Oc”d”X que é o dobro da deformação sofrida por ab. 
Correspondentemente, o material OefX, onde Oe vale ¼ de Oa, se deforma para 
Oe’’’f’’’X quando ele atinge o ponto Y, que é quatro vezes maior que a deformação 
sofrida por OabX quando este atinge o mesmo ponto, Oa’b’X. 
A Tabela 6.1 mostra a variação da deformação cisalhante calculada dentro da 
zona de fluxo, para um exemplo, assumindo a velocidade de corte igual a 180 
m/min, a velocidade de saída do cavaco de 60 m/min, espessura da zona de fluxo 
de 0,08 mm e o comprimento de contato de 1,6 mm. 
Tabela 6.1. Deformações cisalhantes na zona de fluxo de acordo com o modelo da 
Figura 6.7
(Trent e Wright, 2000). 
 
Distância da 
superfície de 
saída da 
ferramenta (µm) 
Deformação 
cisalhante sobre o 
comprimento de 
contato cavaco-
ferramenta (mm/mm) 
Tempo sobre o 
comprimento de 
contato cavaco-
ferramenta (µs) 
Taxa de 
deformação (s-1) 
80 20 1,6 1,25 x 104 
40 40 3,2 1,25 x 104 
20 80 6,4 1,25 x 104 
10 160 12,8 1,25 x 104 
5 320 25,6 1,25 x 104 
2,5 640 51,2 1,25 x 104 
 Teoricamente, a deformação cisalhante seria infinita na superfície de saída da 
ferramenta, mas o fluxo laminar é interrompido a poucos micros desta superfície, 
devido à rugosidade superficial inerente. A capacidade dos metais e ligas metálicas 
suportarem tais níveis de deformações cisalhantes sem se romperem é atribuída às 
altíssimas tensões de compressão e elevadas temperaturas presentes naquela 
região. 
 Das micrografias apresentadas por Trent e Wright (2000) é evidente que as 
condições de aderência podem também ocorrer na superfície de folga. Isto acontece 
quando o desgaste de flanco atinge determinadas proporções, eliminando o ângulo 
efetivo de folga. A Figura 6.8 mostra isto. 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 6.8. Zona de fluxo se estendendo na superfície de folga da ferramenta (Trent 
e Wright, 2000). 
66 
6.4. ZONA DE ESCORREGAMENTO 
 Além de aderência, condições de escorregamento são também observadas 
na periferia da área de contato entre o cavaco e a ferramenta (Trent, 1988a). A 
Figura 6.2 mostrou esquematicamente esta região. Em condições de 
escorregamento a área real, Ar, é muito menor que a área aparente, A, e isto é a 
constatação da presença do regime I, sugerido por Shaw et alli (1960). Nestas 
condições a zona de intenso fluxo de material (flow zone) está ausente. Ela não 
acontece porque as ligações que se formam são mais fracas que as ligações 
internas dos materiais da peça e da ferramenta, e o movimento relativo acontece 
justamente na interface. O deslizamento acontece por um processo conhecido por 
stick-slip, onde há o início da aderência, e logo em seguida ocorre o escorregamento 
na interface. 
 A presença de condições de escorregamento na periferia da área de contato 
cavaco-ferramenta se deve às baixas tensões de compressão atuando nestas 
regiões, que não favorece a presença do regime III, isto é, não favorece a presença 
das condições de aderência. Outro fator que dificulta a presença dessas condições é 
a possibilidade do acesso do oxigênio, formando óxidos que dificultam a formação 
de ligações metálicas fortes entre o cavaco e a ferramenta. A maior constatação da 
presença de escorregamento na periferia da aderência são as fotos micrográficas de 
cavacos de aço oferecidas por Trent e Wright (2000). A Figura 6.9 apresenta estas 
fotos. Na primeira foto (Figura 6.9a) é mostrada uma seção longitudinal do cavaco, 
bem perto de uma de suas arestas externas, isto é, na periferia da área de contato 
cavaco-ferramenta, onde as condições de escorregamento prevalecem. O autor foi 
muito feliz nesta micrografia, onde uma ação stick-slip foi detectada. Observa-se 
que se trata de um escorregamento pontual, como é característica das condições de 
escorregamento. Na segunda foto é apresentada a seção longitudinal do mesmo 
cavaco, só que tirado já no interior da seção transversal, a uma distancia de 
aproximadamente 0,5 mm de sua aresta externa. Nestas condições, já prevalecem 
condições de aderência, e a situação de stick-slip dá lugar à zona de fluxo. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 6.9 – Seção longitudinal de um cavaco de aço. Em a)- próximo a uma de 
suas arestas externas e em b)- a 0,5 mm para dentro desta (Trent e 
Wright, 2000). 
Ao fazer uma análise das condições da interface cavaco-ferramenta, Oxley 
(1980) tem uma opinião contrária à de Trent e argumenta que, em situações 
normais, isto é, sem APC, verdadeiras condições de aderência não podem ocorrer. 
a b 
67 
Oxley sugere uma condição de “quase-aderência” na interface cavaco-ferramenta, 
no qual a velocidade na interface, apesar de muito baixa, não é zero. 
 Doyle et alli (1979), após usinar cobre, alumínio, chumbo e índio com 
ferramentas transparentes (safira), encontraram uma zona de escorregamento 
próximo à aresta de corte com uma zona de aderência posterior a esta, que é 
exatamente o contrário àquilo que é defendido por Trent. Whight (1981) utilizou aço-
rápido e também ferramentas transparentes na usinagem de vários materiais, na 
tentativa de elucidar o problema. Em algumas condições de usinagem ele confirmou 
os resultados de Doyle e colaboradores. Isto ocorreu quando ele usinou materiais 
macios, por curtos períodos de tempo, o que sugere que as ferramentas ainda 
estavam cobertas por uma camada de alguns contaminantes orgânicos, que 
impediam que as ligações fortes se formassem, permitindo dessa maneira que o 
escorregamento acontecesse. Em outras condições ele confirmou os resultados de 
Trent (1963, 1988a, 1988b, 1988c). Segundo Wright (1981) as condições de 
escorregamento (slinding) ou aderência (seizure) dependem: (i) da combinação do 
material da peça e da ferramenta; (ii) das condições atmosféricas; (iii) do tempo de 
usinagem; e (iv) da velocidade de corte. As “condições de aderência” são 
favorecidas por altas velocidades de corte, longos tempos de usinagem e pequenas 
diferenças entre o material da peça e da ferramenta. 
 Em outro artigo, Wright et alli (1979) havia proposto que a região da interface 
entre o cavaco e a ferramenta consiste de uma proporção de micro regiões em 
condições de aderência (seizure) e o restante em condições de escorregamento 
(slinding) simultaneamente. Desta maneira, para superfícies puras quimicamente, a 
proporção de região de aderência em relação à área total, se aproxima da unidade e 
não existe escorregamento na interface (condição de só aderência). Pode-se, 
entretanto, conseguir uma redução nesta proporção (como por exemplo, pela 
presença de contaminantes na interface), permitindo, assim, que ocorra algum 
escorregamento que, no limite (lubrificação perfeita, como no caso de alguns 
materiais de corte fácil) o escorregamento será total. 
Alguns lubrificantes sólidos podem atuar na interface cavaco-ferramenta e 
suprimir a zona de aderência, caracterizando as condições especiais em que 
prevalece apenas a zona de escorregamento. Os lubrificantes sólidos são elementos 
ou compostos adicionados ao material da peça com a função de melhorarem sua 
usinabilidade. A presença de aditivos de livre-corte, tais como Pb, Se, Bi, Te, MnS, 
MoS2 no aço ou noutro material metálico funcionam como lubrificantes internos e 
formam um filme na interface, com resistência ao cisalhamento menor que a 
resistência da matriz, eliminando por completo a zona de aderência, prevalecendo 
totais condições de escorregamento, diminuindo assim, as temperaturas das 
ferramentas (Trent, 1988c). A Figura 6.10 exemplifica este efeito. Na Figura 6.10a o 
material é um latão 60-40 com evidente presença da zona de fluxo. Na Figura 6.10b 
o mesmo material recebeu a adição de Pb (as setas indicam essas adições). Como 
conseqüência houve o desaparecimento imediato da zona de fluxo. A adição de 2 a 
3% de Pb é suficiente para promover este desaparecimento (Trent e Wright, 2000). 
 
 
68 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 6.10. Micrografia da raiz do cavaco de a) - latão 60-40 e b) – o mesmo 
material com adição de Pb (Trent e Wright, 2000). 
Na realidade a zona de fluxo não desaparece. Ela é substituída pela zona de 
fluxo formada por material de livre-corte aderido na interface. A Figura 6.11 mostra 
uma boa quantidade de chumbo aderido na superfície de saída de uma ferramenta 
de metal duro após usinar o latão de livre-corte. 
 
 
Figura 6.11. Presença de chumbo aderido na superfície de saída de uma ferramenta 
de metal duro após usinar material contendo este aditivo
sólido 
(Stoddart, 1979, citado por Trent e Wright, 2000). 
Esta figura reforça a premissa da substituição da zona de fluxo. Estes 
elementos ou compostos têm a característica de possuírem baixo ponto de fusão e, 
portanto, nas temperaturas elevadas desenvolvidas na interface se apresentam na 
fase liquida, com baixa resistência ao cisalhamento. Entretanto, esta fase liquida 
está entre o cavaco e a ferramenta, que estão tendo contatos nos picos das 
irregularidades de ambos. Assim, a condição de escorregamento entre eles é que 
prevalece. 
 
 
 
 
a b 
69 
6.5. ARESTA POSTIÇA DE CORTE 
 Quando se usina a baixas velocidades de corte, um fenômeno conhecido 
como “aresta postiça de corte - APC” pode se apresentar na interface cavaco-
ferramenta. Existe na literatura, uma quantidade enorme de artigos que trata da 
APC. Existem evidências de que a APC é contínua com o material da peça e do 
cavaco, ao invés de ser um corpo separado de material encruado, sobre o qual o 
cavaco se escoa (Trent, 1963). A Figura 6.12 mostra um desenho esquemático da 
APC, evidenciando ser esta um corpo solidário ao material da peça e do cavaco. A 
micrografia da Figura 6.13 confirma isto. Nesta figura a APC de uma liga de Al-Si foi 
obtida por quick stop, usinando numa velocidade de corte de 38 m/min (Trent e 
Wright, 2000). 
 
Figura 6.12. Desenho esquemático de uma aresta postiça de corte - APC (Trent e 
Wright, 2000). 
 
 Durante o corte, sob altas tensões de compressão, as ligações são fortes o 
suficiente para evitar o escorregamento do material na superfície de saída da 
ferramenta. O cavaco se forma e se move por deformação plástica na região acima 
dos pontos “A” e “B” da Figura 6.12. Trent (1988b) explica este fenômeno da 
seguinte maneira: “...a primeira camada do material que se une à ferramenta, 
através de ligações atômicas, é encruado, aumentando assim, o seu limite de 
escoamento, e as tensões de cisalhamento são insuficientes para quebrar estas 
ligações. As deformações então continuam nas camadas superiores adjacentes, 
mais afastadas da interface, até que elas também são suficientemente encruadas. 
Pela repetição deste processo, uma sucessão de camadas formam a APC”. O 
tamanho da APC não pode aumentar indefinidamente. Quando o 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 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. A Figura 6.13 mostra este processo 
esquematicamente. A seqüência de quadros de 1 a 4 nesta figura mostra como o 
processo de crescimento da APC e cisalhamento de partes desta acontecem. É um 
processo que se repete ciclicamente. 
 
 
70 
 
Figura 6.13. Esquema de crescimento da APC e cisalhamento de partes desta 
deixando fragmentos nas novas superfícies geradas (Ferraresi, 1977). 
 
A Figura 6.14 mostra a micrografia de uma APC onde se podem observar os 
fragmentos deixados como resultado deste processo de cisalhamento. 
 
 
Figura 6.14. Micrografia de uma aresta postiça de corte de uma liga de Al-Si (Trent e 
Wright, 2000). 
Wallbank (1979) examinou a microestrutura da aresta postiça de corte de 
várias ligas, utilizando microscopia eletrônica e ótica. Foram encontradas várias 
microtrincas na zona de cisalhamento ao redor da APC (entre os pontos A e B da 
Figura 6.12). Estas microtrincas foram, também, consideradas responsáveis pela 
formação da APC. 
 Já foi provado experimentalmente (Willians e Rollanson, 1970) que a APC só 
se formará na presença da segunda fase dos materiais sob corte. Milovic e Wallbank 
(1983) explicaram isto teoricamente, pela presença de um sistema tri-axial de 
tensões nas redondezas das segundas fases deformadas, causado pela taxa de 
deformação diferente da segunda fase em relação à matriz. Este sistema tri-axial de 
tensão levará à formação das microtrincas entre os pontos A e B que irão se 
coalescerem e formar as trincas maiores (ou macrotrincas) nos pontos A e B, que 
foram consideradas também responsáveis pela formação da APC. Estes 
71 
pesquisadores também encontraram APCs com diferentes geometrias e as 
classificaram de acordo com a Figura 6.15. A mudança de a) para d) é feita com o 
aumento da velocidade de corte. Em d), tem-se a presença da zona de fluxo (flow 
zone). 
 
Figura 6.15. Variação da geometria da APC com velocidade de corte (Milovik e 
Wallbank, 1983). 
 Tanto a diferença da plasticidade relativa da segunda fase, como a 
temperatura desenvolvida durante a deformação plástica são responsáveis pela 
geometria da APC. Quando a plasticidade relativa da segunda fase se aproxima 
daquela da matriz, o promotor de microtrincas desaparece, eliminando, assim, a 
APC (Milovik e Wallbank, 1983). A importância da temperatura é ilustrada pelo 
trabalho experimental de Bandyopadhyay (1984) que mostrou que a APC pode ser 
eliminada apenas pré-aquecendo a ferramenta de corte. Quando o material é 
aquecido o amolecimento do material pela temperatura elimina o encruamento 
necessário para a formação e crescimento da APC. Este fato explica, também, o 
desaparecimento da APC com o aumento da velocidade de corte. Com o aumento 
deste parâmetro aumenta-se o calor gerado e por conseguinte a temperatura de 
corte também é aumentada. Portanto, vai existir um valor de velocidade de corte no 
qual a APC é eliminada. A este valor de velocidade denomina-se “velocidade de 
corte crítica, vccrítica”. 
As dimensões da APC já foram muito estudadas e o gráfico da Figura 6.16 
representa a variação das dimensões da APC com a velocidade de corte, 
normalmente encontrada na literatura (Ferraresi, 1977 e Algarte et alli, 1995). 
Nota-se que a dimensão da APC cresce até atingir um valor máximo, a partir 
do qual começa a diminuir até o valor de velocidade de corte crítica, vccrítica, onde a 
APC desaparece completamente. Observa-se que para velocidades de corte 
menores, à esquerda do valor de dimensão máxima, a APC se encontra em “regime 
estável”, enquanto que para valores de velocidade de corte maiores, à direita do 
valor de dimensão máxima, ela se encontra em um “regime instável”, isto é, existe 
uma freqüência de aparecimento e desaparecimento da APC. Esta freqüência 
aumenta à medida que se aproxima do valor de velocidade de corte crítica, quando 
ela desaparece por completo. 
Apesar do grande número de publicações sobre o assunto, o estudo das 
dimensões da APC é bastante comprometido pela falta de precisão na determinação 
de suas dimensões. Da Silva (1998) mostrou que tanto a largura, L, como a altura, 
H, variam muito ao longo da largura de corte, b. Isto prejudica seriamente qualquer 
conclusão tirada com relação a estas curvas. 
 
72 
 
Figura 6.16. Variação das dimensões da APC com a velocidade de corte com 
identificação dos regimes estável e instável e da velocidade de corte 
crítica (Ferraresi, 1977 e Algarte et alli, 1995). 
Em trabalho realizado no Laboratório de Ensino e Pesquisas em Usinagem – 
LEPU da Faculdade de Engenharia Mecânica da Universidade Federal de 
Uberlândia, no curso de “Aspectos Tribológicos em Usinagem” do Programa de Pós-
Graduação em Engenharia Mecânica, pelo aluno Washington Martins da Silva Júnior 
em 2003, várias espécimes de quick-stop de ligas de Al-Si foram estudadas. O 
objetivo do trabalho foi verificar a influência da velocidade de corte e da aplicação de 
fluido de corte nas dimensões da APC. As medidas foram realizadas em vários 
pontos ao longo da largura de corte, b. Além de observar que as dimensões médias 
da APC diminuem com o aumento da velocidade de corte e com a aplicação de um 
fluido de corte, confirmou-se a variação
dessas dimensões ao longo da aresta de 
corte. A foto apresentada na Figura 6.17 evidencia esta variação. 
200µm200µm200µm
 
Figura 6.17. Variação das dimensões da APC (Silva Jr, 2003). 
 
L 1
 
L 2
 
b 
73 
Esta foto é uma vista da superfície inferior do cavaco, junto à cunha de corte, 
obtida quando usinando a 9m/min, observada em microscópio eletrônico de 
varredura (MEV). Na figura observa-se que a largura da APC, L1, na região central é 
bem maior que a largura, L2, na região periférica da largura de corte, b (L1 > L2). 
Nesta figura são observadas, também, algumas aparas de material da peça 
se precipitando da interface APC / superfície inferior do cavaco. Isto é uma forte 
indicação que existe uma liberação de material (spreading) devido aos valores 
elevados de tensões atuantes na região. 
Este excesso de material de APC pode ser liberado, também, pelas laterais 
do cavaco. A Figura 6.18 mostra uma situação dessas. Neste caso, uma mini-apara 
lateral se evolui na face livre do cavaco. Quando isto acontece também na face 
posterior, esta apara irá encontrar a superfície secundária em usinagem, o que 
certamente vai contribuir para prejudicar o acabamento superficial da peça usinada. 
Entretanto, o entendimento completo do fenômeno de formação dessas aparas 
laterais e suas reais conseqüências à integridade da peça exigem estudos mais 
aprofundados. 
5 0 0 µm5 0 0 µm5 0 0 µm
 
Figura 6.18. Fragmentos laterais da APC de Al-Si, vc = 18m/min (Silva Jr, 2003). 
Apesar de ênfases diferentes dadas por vários autores, pode-se resumir que 
a formação de APC é um fenômeno envolvendo deformação plástica, encruamento 
e formação de microtrincas. Estes fatores são fortemente afetados pelas condições 
de corte e temperatura. 
O escorregamento (sliding) deve ocorrer em toda a região de contato cavaco-
ferramenta, a baixíssimas velocidades de corte, e na periferia da zona de aderência, 
em altas velocidades de corte. A APC estará presente em velocidades de corte 
baixas e intermediárias e a zona de fluxo (presente em condições de aderência) se 
formará em velocidades de corte altas. 
 
 
74 
 
6.6. INFLUÊNCIA DAS DIFERENTES CONDIÇÕES DA INTERFACE, NAS 
VARIÁVEIS DO PROCESSO 
 
 Em função da possibilidade de existência da 3 condições distintas na interface 
cavaco-ferramenta, que são: 
 
I – Condições de aderência + escorregamento 
II – Condições de escorregamento (em materiais com aditivos de livre-corte) 
III – Condições de APC 
 
 é importante se fazer uma análise das conseqüências dessas condições nos 
principais parâmetros do processo de corte. 
 
6.6.1. Influência na Temperatura de Corte 
 
 A quantidade de calor gerado no plano de cisalhamento primário pode ser 
estimada, e a temperatura do cavaco calculada com suficiente precisão, porque o 
erro induzido, ao assumir uma distribuição normal de deformação no plano de 
cisalhamento, e ao desprezar a perda de calor durante o curto período de tempo 
envolvido, é pequeno. Porém, na zona de fluxo, em condições de aderência, os 
conhecimentos atuais ainda não possibilitam cálculo de temperatura. Isto porque: (i) 
as deformações (como está implícito no modelo da Figura 6.7), fluxo de tensão e a 
própria temperatura na zona de fluxo variam consideravelmente e não há dados 
disponíveis para cálculos; (ii) a quantidade de calor que flui para o cavaco e para a 
ferramenta é relativamente grande e difícil de calcular. Com relação à temperatura 
da ferramenta de corte, que em termos efetivos é o que interessa, sabe-se que o 
calor gerado na zona de cisalhamento primária exerce um papel secundário, porque 
as temperaturas desenvolvidas em regiões de deformações bem mais severas, na 
ponta da APC ou na zona de fluxo, são bem maiores. Desta maneira, o fluxo de 
calor não pode fluir do cavaco para a ferramenta e a temperatura da ferramenta é 
inteiramente governada pelas condições da interface. 
 Na presença da APC a zona de fluxo, que é a principal fonte de calor, está 
afastada da superfície da ferramenta. Isto significa que a distribuição da temperatura 
na ferramenta é menor, e depende bastante da geometria e estabilidade da APC. 
Como ambas decrescem com o aumento da velocidade de corte (na faixa da 
presença da APC), as temperaturas da ferramenta aumentam significativamente 
com o aumento desta variável (Trent, 1988c). 
 Na presença das condições de aderência a quantidade de calor gerado na 
zona de fluxo é imensa, e segundo o modelo de deformação apresentado na Figura 
6.7, pode-se prever um aumento na temperatura do material à medida que ele se 
afasta da aresta principal de corte. Este aumento depende da quantidade de 
trabalho ali realizado e da espessura da zona de fluxo (Trent e Wright, 2000). Como 
as ligações entre o cavaco e a ferramenta são de caráter inteiramente metálico 
(Trent, 1988a), a temperatura da ferramenta será efetivamente a mesma da zona de 
fluxo na interface. A ferramenta funciona como um sorvedouro térmico e um 
gradiente de temperatura estável é criado dentro da ferramenta. A quantidade de 
75 
calor que flui para a ferramenta vai depender da condutividade térmica da 
ferramenta, da geometria da ferramenta e do método de refrigeração que por 
ventura possa ser empregado. 
 Em regiões de escorregamento, apesar de não existir ainda estudos 
detalhados de distribuição de temperatura, pode-se afirmar que a temperatura na 
interface cavaco-ferramenta é bem menor que em regiões de aderência, 
principalmente à altas velocidades de corte, onde o calor gerado por pequenos 
períodos de tempo, promovem flashes de temperaturas que são indetectáveis pelos 
atuais métodos de medição de temperatura. Estes flashes seriam provenientes de 
deformações localizadas nos pontos de contato, como mostrado na Figura 6.3. 
 
 
6.6.2. Influência na Força de Usinagem 
 
 A força de usinagem é totalmente dependente da resistência ao escoamento 
no cisalhamento do material na zona de cisalhamento primária e na zona de 
cisalhamento secundária, e, também, do tamanho destas zonas (áreas) de 
cisalhamento (Trent e Wright, 2000). 
 Na presença da APC, as forças são geralmente baixas, porque a APC age 
como se fosse uma ferramenta com área de contato restrito, reduzindo efetivamente 
o comprimento de contato na aresta de corte (Trent e Wright, 2000). Além disto, a 
APC aumenta bastante o ângulo de saída efetivo, o que também faz diminuir as 
forças de usinagem. 
 Em condições de aderência na interface cavaco-ferramenta, onde se verifica 
total união por ligações atômicas entre as superfícies em contato, a resistência ao 
escorregamento, como já foi visto, é igual à resistência ao cisalhamento do material 
menos resistente (geralmente o da peça). Também nestas condições, a área real de 
contato é máxima, igual à área aparente. Tudo isto leva à conclusão que a força de 
usinagem é grande nestas condições. 
 Em condições de escorregamento no plano de cisalhamento secundário, a 
área de contato real é bem menor. A resistência ao movimento do material na 
interface é imposta apenas pelos picos de contato, o que faz reduzir a força de 
usinagem efetivamente. 
 
 
6.6.3. Influência no Desgaste da Ferramenta 
 
 Na usinagem com APC, se esta for estável, ela protege a superfície de saída 
da ferramenta. O desgaste neste caso é provocado apenas por adesão e abrasão na 
superfície de folga, causado por partes da APC, que se arrastam por entre a 
superfície de saída da ferramenta e a peça. No caso da APC ser instável, isto é, 
existir uma freqüência na sua existência, um outro importante mecanismo de 
desgaste, que envolve a aderência e arrastamento de micropartículas (attrition wear, 
da literatura inglesa) vai estar presente e acelerar o desenvolvimento de desgaste na 
superfície de saída. 
76 
 Em condições de aderência, a análise se torna ainda mais complexa. A taxa
de desgaste da ferramenta vai depender dos mecanismos de desgaste que 
prevalece na interface. As altas temperaturas desenvolvidas podem exercer 
influências marcantes nos mecanismos de desgaste termicamente ativados. Porém, 
outros fatores devem ser considerados. No mecanismo de desgaste difusivo, por 
exemplo, a transferência de átomos só é garantida pela existência da zona de fluxo 
com o gradiente de velocidade inerente. A velocidade zero na interface garante 
tempo suficiente para ocorrer a difusão e o fluxo de material garante a renovação 
contínua do material dentro dessa zona, impedindo dessa forma que aconteça a 
saturação, que formaria uma barreira difusiva ao processo, que eliminaria o 
mecanismo de desgaste. Um outro mecanismo que pode estar presente nestas 
condições de aderência é a deformação plástica, caso o material em usinagem 
tenha uma resistência (dureza) razoável. Neste caso, as elevadas temperaturas 
desenvolvidas na zona de fluxo, acopladas com as altas forças de usinagem 
desenvolvidas por este tipo de material, podem ser suficientes para vencer o limite 
de escoamento do material da ferramenta e provocar o colapso da mesma. 
 Em condições de escorregamento, as temperaturas médias são bem 
menores, o que faz com que os mecanismos de desgaste ativados termicamente 
diminuam. Porém, se verifica experimentalmente que a taxa de desgaste nestas 
condições pode ser maior que em condições de aderência. Isto mostra que o 
mecanismo de desgaste operante não envolve altas temperaturas da interface. Este 
é o caso do desgaste por aderência e arrastamento de micropartículas (attrition). Na 
zona de escorregamento há, também, a influência da atmosfera local, que tem 
acesso à interface. Trent (1988b) mostrou que na usinagem do aço com metal duro, 
o desgaste é acelerado na presença de oxigênio, e retardado na presença de 
nitrogênio ou argônio. Em regiões de aderência, entretanto, o desgaste não é 
influenciado pela atmosfera local. 
 Um fato interessante que deve ser ressaltado é que, como foi visto, ambas as 
condições, isto é, aderência e escorregamento, podem estar presentes 
simultaneamente e isto significa que diferentes mecanismos de desgaste podem 
ocorrer simultaneamente ao longo da interface. 
 
 
6.7. CONSIDERAÇÕES FINAIS 
 Todo volume de informações colocado neste capítulo ratifica a importância 
das condições da interface cavaco-ferramenta no processo de usinagem. Mais 
ainda, o conhecimento destas condições deve ser incentivado, e pesquisa nesta 
área é fundamental. Ainda existem muitas coisas obscuras neste processo, tais 
como a quantificação de deformação e a distribuição de temperatura na zona de 
fluxo. O processo de deformação e os fenômenos que ocorrem na zona de 
cisalhamento primária são importantes, porém, a prática tem mostrado que o que 
ocorre na zona de cisalhamento secundária é tão importante quanto, e que em 
termos de performance de ferramentas, a zona secundária é mais importante que a 
primária. 
 
 
77 
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS 
ALGARTE,R.D.; da SILVA, M.B.; MACHADO, A.R., 1995, “Morfologia da APC no 
Torneamento do Aço ABNT 1020”, Anais do XIII COBEM, Belo Horizonte, Dezembro, 
(em CD ROM). 
BANDYOPADHYAY, B.P., 1984, “Mechanism of Formation of Built-up Edge”, 
Precision Engineering, vol. 6(3), July, pp. 148-151. 
BOOTHROYD, G., 1981, “Fundamentals of Metals Machining and Machine Tools”, 
International Student Edition, McGraw Hill, 5th Printing, ISBN 0-7-085057-7, 350 
pags. 
Da SILVA, M.B., 1998, “Lubrication in Metal Cutting under Built-up-Edge Conditions”, 
PhD Thesis, University of Warwick, England, UK, October. 
DOYLE, E.D.; HORNE, J.G. and TABOR, D. “Frictional Interactions Between Chip 
and Rake Face in Continuous Chip-Formations”, Proc. R. Soc., London, serie A, vol. 
366, 1979, pp. 173-183. 
ERNEST, H. and MERCHANT, M.E., 1940, “Chip Formation, Friction and High 
Quality Surfaces”, Proc. Symp. Surface Treatment of Metals, Cleveland, USA, 21-25 
October, pp. 299-378. 
FERRARESI, D. “Fundamentos da Usinagem dos Metais”, Editora Edgard Blücher 
Ltda, São Paulo, 1977, 751 pags. 
LEE, E.H. and SHAFFER, B.W., 1943, “The Theory of Plasticity Applied to a Problem 
of Machining”, Journal of Applied Mechanics, vol. 18(4), pp. 405-413. 
MILOVIK, R. and WALLBANK, J., 1983, “The Machining of Low Carbon Free Cutting 
Steels with High Speed Steel Tools”, The Machinability of Engineering Materials, 
ASM, pp. 23-41. 
OXLEY, P.L.B., 1980, “Metallic Friction under Near-Seizure Conditions”, Wear, vol. 
65, pp. 227-241. 
PIISPANEN, V., 1937, “Lastunmoudostimisen Teoriaa”, Teknillinen Aika Kauslehti, no 
27, pp 315. 
SHAW, M.C.; BER, A. and MAMIN, P.A., 1960, “Friction Characteristics of Sliding 
Surfaces Undergoing Subsurface Plastic Flow”, Trans ASMS, J Basic Eng, vol. 82, 
June, pp. 342-346. 
SILVA JR., W.M., 2003, “Efeito da Velocidade e do Fluido de Corte nas Dimensões 
da APC de uma Liga de Al-Si”, trabalho não publicado, LEPU / FEMEC/ UFU. 
TRENT, E.M., 1963, “Cutting Steel and Iron with Cemented Carbide Toolks - Part II: 
Conditions of Seizure at the Tool/Work Interface”, Journal of the Iron and Steel 
Institute, Nov. 1963, pp. 923-932. 
TRENT, E.M., 1988a, “Metal Cutting and the Tribology of Seizure: I-Seizure in Metal 
Cutting”, Wear, vol. 128, pp. 29-46. 
TRENT, E.M., 1988b, “Metal Cutting and the Tribology of Seizure: II-Movement of 
Work Material Over the Tool in Metal Cutting”, Wear, vol. 128, pp. 47-64. 
TRENT, E.M., 1988c, “Metal Cutting and the Tribology of Seizure: III-Temperature in 
Metal Cutting”, Wear, vol. 128, pp. 65-81. 
78 
TRENT, E.M. and WRIGHT, P.K., 2000, “Metal Cutting”, 4th Edition, Butterworth 
Heinemann, ISBN 0-7506-7069-X, 446 pags. 
WALLACE, P.W. and BOOTHROYD, D.G., 1964, “Tool Force and Tool Chip Friction 
in Orthogonal Machining”, Mech. Eng. Sci., vol. 6(1), pp. 74-87. 
WALLBANK, J., 1979, “Structure of Built-up Edge Formed in Metal Cutting”, Metals 
Technology, April, pp. 145-153. 
WILLIAMS, J.E. and ROLLANSON, E.C., 1970, “Metallurgical and Pratical Machining 
Parameters Affecting Built-up Edge Formation in Metal Cutting”, J. Inst. Metals, vol. 
98, pp. 144-153. 
WRIGHT, P.K.; HORNE, J.G. and TABOR, D., 1979, “Boundary Conditions at the 
Chip-Tool, Interface in Machining: Comparisons Between Seizure and Sliding 
Friction”, Wear, vol. 54, pp. 371-390. 
WRIGHT, P.K., 1981, “Frictional Interactions in Machining: Comparisons Between 
Transparent Sapphire and Steel Cutting Tools”, Metals Technology, April, pp. 150-
160. 
ZOREV, N.M., 1963, “Interrelationship Between Shear Processes Occurring Along 
Tool Face and on Shear Plane in Metal Cutting”, Proc. Int. Prod. Eng. Res. Conf., 
Pittsburgh, Pnsylvania, USA, September, pp. 42-49. 
79 
C A P Í T U L O 7 
FORÇA, PRESSÃO ESPECÍFICA E POTÊNCIA DE USINAGEM 
7.1. FORÇA DE USINAGEM 
 O conhecimento da força de usinagem que age na cunha cortante e o estudo 
do comportamento de suas componentes são de grande importância, não somente 
porque a potência requerida para executar o corte pode ser estimada, mas também, 
porque elas devem ser consideradas no projeto das máquinas ferramentas e de 
seus elementos. Ela pode ser responsável direta pelo colapso da ferramenta de 
corte por deformação plástica da aresta, além de influenciar no desenvolvimento de 
outros mecanismos e processos de desgaste. A força de usinagem pode também 
representar um índice de usinabilidade, além de poder ser usada como parâmetro 
para controle adaptativo do processo. 
 
 
7.1.1. Força de Usinagem no Corte Ortogonal 
 
 Para melhor entender como as forças de usinagem atuam na cunha cortante, 
o corte ortogonal deve ser considerado, como mostrado na Figura 7.1. 
 
 
Figura 7.1. Representação das forças que agem na cunha cortante [1]. 
 Observando a movimentação da ferramenta em relação à peça, dois grandes 
grupos de forças distintas são
evidenciados: 
• Forças provenientes da ação da ferramenta sobre a superfície inferior da cunha 
do cavaco, cuja resultante é Fu. 
• Forças provenientes da ação da peça sobre o plano de cisalhamento primário, 
cuja resultante é Fu’. 
B 
D 
80 
 Admitindo-se que a cunha do cavaco ODB da Figura 7.1 é indeformável, ou 
para manter o equilíbrio mecânico: 
! !
Fu Fu+ =' 0 (7.1) 
como mostra a Figura 7.1. 
 A resultante Fu pode ser decomposta em duas componentes ortogonais: FT, a 
força de atrito, responsável pela energia consumida no plano de cisalhamento 
secundário, e FN, a força normal, perpendicular a FT (Figura 7.1). Da mesma 
maneira, a resultante Fu’ pode ser decomposta em FZ, a força de cisalhamento, no 
plano de cisalhamento primário, responsável pela energia consumida para cisalhar o 
material naquele plano, e em FNZ, a força que exerce esforço de compressão no 
plano de cisalhamento primário, e é perpendicular a FZ. 
 A resultante Fu pode ainda ser decomposta em Fc, a força de corte, na 
direção de corte, responsável pelo trabalho total realizado no corte, e em Ff, a força 
de avanço, na direção de avanço e perpendicular a Fc no caso do torneamento. 
Portanto: 
! ! !
Fu Fc Ff= + (7.2) 
 Este sistema é melhor representado, pelo conhecido “CÍRCULO DE 
MERCHANT”, mostrado na Figura 7.2. 
 
Figura 7.2. Círculo de Merchant [2]. 
 Obtém-se o círculo de Merchant, transladando a força resultante Fu para a 
ponta da ferramenta, fazendo o seu módulo igual ao diâmetro do círculo. Este 
81 
artifício permite que a relação entre as diversas componentes da força Fu, sejam 
geometricamente evidentes. 
 As componentes Fc e Ff podem ser facilmente determinadas, pois elas agem 
em direções conhecidas. Dinamômetros, principalmente, à base de cristais 
piezoelétricos ou extensômetros elétricos, são utilizados para este fim. Conhecendo-
se Fc e Ff, todas as outras componentes podem ser determinadas, em função do 
ângulo de saída da ferramenta γ, e do ângulo de cisalhamento φ, de acordo com a 
Figura 7.3. e Equações 7.3. 
 
Figura 7.3. Determinação geométrica das componentes da força de usinagem em 
função de Fc e Ff [2]. 
F Fc FfT = +.sen .cosγ γ 
F Fc FfN = −.cos .senγ γ 
F Fc FfZ = −.cos .senφ φ 
F Fc FfNZ = +.sen .cosφ φ (7.3) 
 
 
7.1.2. Força de Usinagem no Corte Tridimensional 
 
 Neste caso, o tratamento é idêntico ao corte ortogonal, com a diferença que 
agora uma terceira componente de Fu está presente, transportando a resultante da 
força de usinagem do plano para o espaço. A terceira componente é a força passiva 
Fp (projeção de Fu sobre a perpendicular ao plano de trabalho) e para o 
torneamento a equação 7.2 fica modificada para: 
! ! ! !
Fu Fc Ff Fp= + + (7.4) 
 A Figura 7.4 apresenta a representação destas componentes, segundo a 
norma DIN 6584 [3]. Todas estas três componentes de Fu podem ser determinadas 
prontamente, com o auxílio de um dinamômetro, pois suas direções são claramente 
conhecidas. 
82 
 
Figura 7.4. Componentes da Força de Usinagem. a) no torneamento; b) no 
fresamento [3]. 
 Nesta Figura, além das componentes Fc e Ff, aparecem também as 
componentes Ft (Força ativa = projeção de Fu sobre o plano de trabalho e Fap 
(Força de apoio = projeção de Fu sobre a perpendicular à direção de avanço, 
situada no plano de trabalho). No caso do torneamento o ângulo da direção de 
avanço, ϕ = 90o e a força Fap confunde-se com Fc. No fresamento a Equação 7.2 
fica modificada para a Equação 7.5, como mostra a Figura 7.4b. 
! ! ! !
Fu Fap Ff Fp= + + (7.5) 
 
 
7.1.3. Fatores que Influenciam a Força de Usinagem 
 
 Nos capítulos 4 e 6 verificou-se o mecanismo de formação do cavaco e 
analisou-se as condições de interface cavaco-ferramenta, respectivamente. Mostrou-
se, também, como a força de usinagem é alterada sob as diferentes condições da 
interface cavaco-ferramenta. Naquela análise, ficou evidente a dependência da força 
de usinagem com a maneira com que o cavaco se movimenta sobre a superfície de 
saída da ferramenta. Além da dependência das dimensões e resistência do plano de 
cisalhamento primário, portanto, a força de usinagem depende fortemente das 
condições da interface cavaco-ferramenta. De uma maneira simples e clara, pode-se 
afirmar que todos os fatores que contribuem para facilitar a movimentação do 
cavaco por sobre a superfície de saída, atuam no sentido de diminuir a força de 
usinagem Fu e vice-versa. Se as condições da interface se apresentarem como uma 
restrição ao escoamento livre do cavaco, a ação da ferramenta sobre a superfície 
inferior da cunha do cavaco tem que ser suficiente para vencer esta restrição. Se a 
restrição é grande, a força também é grande, e vice-versa. Dentro deste raciocínio, a 
força de usinagem pode ser considerada dependente de dois fatores principais [4]: 
• Áreas dos planos de cisalhamento primário e secundário; 
• Resistência ao cisalhamento do material da peça, nos planos de 
cisalhamentos primário e secundário. 
83 
 Com isto, qualquer parâmetro pode ser analisado, com base nos seus efeitos 
sobre estes dois fatores principais. Muitos deles vão atuar nos dois fatores e os 
resultados vão depender da predominância de um sobre o outro. Apesar da análise 
teórica ser de grande utilidade, as predominâncias dos fatores devem ser 
comprovadas experimentalmente. Com base em alguns resultados experimentais 
[5,6], podemos observar a influência das principais variáveis: 
a) Velocidade de corte 
 A Figura 7.5 mostra a variação da força de corte com a velocidade de corte 
para alguns materiais. Para aqueles que contêm segunda fase, caso dos aços, na 
faixa de velocidades onde a APC se faz presente, observa-se um comportamento da 
força de usinagem bem característico. Inicialmente, para velocidades bem 
pequenas, a APC ainda está ausente e a tendência é a redução da força com o 
aumento da velocidade de corte devido ao aumento da geração de calor. Com o 
aparecimento da APC, a força de corte diminui imediatamente porque o ângulo de 
saída efetivo é consideravelmente aumentado e a área do plano de cisalhamento 
secundário é reduzida. Na medida em que a velocidade de corte aumenta, as 
dimensões da APC também aumentam até um valor máximo. Neste ponto a força de 
corte atinge um valor mínimo na Figura 7.5. O aumento da velocidade de corte além 
deste ponto faz com que a APC seja reduzida nas suas dimensões e entre no 
regime instável (ver Figura 6.15) e, por conseguinte a força de corte começa a 
aumentar até o ponto de velocidade crítica, em que a APC não se apresenta mais. A 
partir deste ponto, pela maior geração de calor e conseqüente redução da 
resistência ao cisalhamento do material nas zonas de cisalhamento, e pela ligeira 
redução na área de contato cavaco-ferramenta, a força de usinagem tende a sofrer 
uma ligeira redução com o aumento da velocidade de corte, notando-se que para 
valores bem altos de velocidades de corte, que são aqueles normalmente 
encontrados na indústria, o comportamento da força se torna praticamente 
constante. 
 Os outros materiais do gráfico não possuem segunda fase, pois tratam-se de 
metais puros e de uma liga hipoeutética de Cu-Zn (ela tem 30% de Zn, enquanto o 
eutético desta liga tem 36% de Zn) e, portanto não apresentam APC, fazendo com 
que os pontos de mínimo e máximo característicos da curva de força não se 
apresente. 
 Na Figura 7.5 é importante observar, também, a relação da força apresentada 
pelo metal puro em comparação com a liga. Apesar de um aço com 0,19% C possuir 
maior resistência mecânica (e maior resistência ao cisalhamento) que o ferro puro, 
este último apresenta força de usinagem maior que o primeiro. Neste caso, a maior 
ductilidade do metal puro está garantindo maiores áreas dos planos de 
cisalhamento, e este fator está se sobrepondo sobre o fator resistência. O mesmo 
acontece
com relação ao cobre puro em comparação com latão 70-30. 
b) Avanço e profundidade de corte 
 O aumento destes dois fatores, por aumentar diretamente as áreas dos 
planos de cisalhamento primário e secundário, causam um aumento da força de 
usinagem, numa proporção direta, quase que linear. Entretanto, é verificado 
experimentalmente que o efeito do avanço é maior que da profundidade de corte. A 
Figura 7.6 ilustra esta influência para três materiais diferentes. 
84 
 
Figura 7.5. Influência da velocidade de corte na força de corte [4]. 
 
Figura 7.6. Influência da seção de corte e da resistência do material da peça nas 
componentes de força de usinagem [7]. 
85 
c) Material da Peça 
 De uma maneira geral, quanto maior a resistência do material a usinar, maior 
a resistência ao cisalhamento nos planos de cisalhamento e, portanto maior a força 
de usinagem (ver Figura 7.6). Entretanto, baixa resistência pode vir acompanhada 
de elevada ductilidade e isto pode aumentar a área da seção de corte, influenciando 
também a força de usinagem. 
d) Material da ferramenta. 
 A afinidade química do material da ferramenta com o material da peça pode 
atuar principalmente, na área da seção de corte. Se a tendência for promover uma 
zona de aderência estável e forte, a força de usinagem poderá ser aumentada. Se a 
tendência for diminuir o atrito na interface (ferramentas revestidas, por exemplo), 
evitando as fortes ligações de aderência, a área da seção de corte poderá ser 
reduzida, diminuindo a força de usinagem. 
e) Geometria da ferramenta 
 O ângulo mais influente é o de saída. Uma redução deste ângulo tende a 
aumentar a área de contato cavaco-ferramenta e impor uma maior restrição ao 
escorregamento do cavaco por sobre a superfície de saída, aumentando a força de 
usinagem (Figura 7.7). 
 
Figura 7.7. Influência da geometria da ferramenta nas componentes da força de 
usinagem [8] 
 Outro ângulo que afeta a força de usinagem é o ângulo de posição, χr. Com o 
aumento deste ângulo, desde que o ângulo de posição lateral χ’r não se altere, a 
força de usinagem diminui ligeiramente (Figura 7.7). 
 O ângulo de folga ou incidência, α0, só terá influência se utilizados valores 
bem pequenos (<30). Neste caso o atrito naquela região irá aumentar e, portanto 
afetar a força de usinagem proporcionalmente. 
 
86 
f) Estado de afiação da ferramenta 
 O desgaste da ferramenta de corte, pode alterar a geometria da ferramenta, 
porém o efeito maior é devido ao aumento da área de contato com o cavaco e/ou 
com a peça, com o crescimento do desgaste de cratera e de flanco, 
respectivamente. Isto faz aumentar a força de Usinagem. 
g) Uso de fluído de corte 
 O uso de fluído de corte, com a ação lubrificante, reduz a área de contato 
cavaco-ferramenta e diminui a força de usinagem. Entretanto, quando prevalece 
uma ação refrigerante, o fluído de corte pode aumentar a força de usinagem, por 
promover um aumento da resistência ao cisalhamento do material nas zonas de 
cisalhamento, pela redução da temperatura. 
 
 
7.2. PRESSÃO ESPECÍFICA DE CORTE 
 A pressão específica de corte, Ks, é definida como a relação entre a força de 
corte, Fc, e a área da seção de corte, A, assim: 
Ks
Fc
A
= (7.6) 
como A = ap . fc = b.h, nos casos de ferramentas sem arredondamento das pontas, 
temos: 
cp f.a
FcKs = (7.7) 
 A pressão específica de corte pode, também, ser entendida como sendo a 
energia efetiva consumida para arrancar uma unidade de volume de material da 
peça, assim: 
pcpcc
c
e a.f
Fc
a.f.v
v.FcµKs === (7.8) 
que é igual a Expressão 7.7. 
 A pressão específica de corte é considerada um bom índice de usinabilidade 
dos materiais. Todos os fatores que alteram o valor de Fc, sem alterar o valor de A, 
alteram proporcionalmente o valor de Ks. É verificado experimentalmente que o fator 
mais influente é o avanço, e várias teorias foram propostas para se calcular Ks. A 
seguir é mostrado o resultados de algumas delas: 
a) Taylor 
Ks
f ap
=
88
0 25 0 07, ,.
 para FoFo cinzento (7.9) 
87 
Ks
f ap
=
138
0 25 0 07, ,.
 para FoFo branco (7.10) 
Ks
f
=
200
0 07, para aços semi-doces (7.11) 
b) ASME (American Society of Mechanical Engineers) 
Ks
Cz
fn
= (7.12) 
onde, 
 Cz = constante do material 
 n = 0,2 para aços 
 n = 0,3 para FoFo 
c) AWF (Associação de Produção Econômica - Alemanha) 
Ks
Cw
f
= 0 477, (7.13) 
onde, 
 Cw = constante do material. 
d) Kronenberg. 
Ks
Cks
G
A
gs
fs=
!
"
#
$
%
&5 (7.14) 
onde, 
 Cks, gs e fs são constantes que dependem do material da peça e da 
ferramenta. G = índice de esbeltez = 
ap
f
. 
e) Kienzle. 
Ks Ks h z= −1. (7.15) 
onde Ks1 e z são constantes do material da peça. 
 As constantes de cada fórmula, podem ser encontradas em tabelas, e os 
valores de Ks podem assim ser determinados. As fórmulas mais utilizadas são as de 
Kronenberg e Kienzle, por se apresentarem mais próximas a valores reais. Com 
estes valores de Ks, a força de corte pode, então, ser estimada. Este exercício de 
cálculo, pode evitar muitos contratempos, como o de se ter situações em que a 
potência da máquina ferramenta ser inferior à potência efetiva de corte, não 
permitindo, assim a utilização de parâmetros de usinagem pré selecionados. 
 
88 
 
7.3. POTÊNCIA DE USINAGEM 
 As potências necessárias para a usinagem resultam como produtos das 
componentes da força de usinagem pelas respectivas componentes de velocidade. 
Potência de Corte - Nc 
Nc
Fc vc=
⋅
⋅60 75
 [CV] (7.16) 
Fc em Kgf e vc em m/min. 
Potência de Avanço - Nf 
Nf
Ff vf
=
⋅
⋅ ⋅1000 60 75
 [CV] (7.17) 
Ff em Kgf e vf em mm/min. 
Potência Efetiva de Corte - Ne 
Ne Nc Nf= + (7.18) 
 Para verificar a relação entre a potência de corte e a potência de avanço, 
vamos considerar um exercício prático. Suponhamos que na usinagem de um aço 
qualquer com ferramentas de metal duro usou-se uma velocidade de corte de 180 
m/min, uma rotação de 600 rpm e um avanço de 0,25 mm/rev. Encontrou-se uma 
força de corte de 50 Kgf e uma força de avanço de 35 Kgf. 
 Considerando as Equações 7.16 e 7.17, temos: 
Nc
x
x
CV= =
50 180
60 75
2 Nf
x x
x x
CV= =
35 0 25 600
1000 60 75
0 0012
,
, 
e a relação 
Nc
Nf
= =
2
0 0012
1667
,
. 
 Este número comprova que a maior parcela de potência efetiva de corte, Ne, 
é dada pela potência de corte, Nc, sendo a potência de avanço, Nf, desprezível. 
 Assim pode-se escrever com uma boa aproximação que: 
Ne ≈ Nc (7.19) 
 Por esta razão a força de corte Fc, constituinte da maior parcela de potência 
de usinagem, é chamada “força principal de corte” [2]. 
 A energia efetiva será consumida de várias maneiras, mas muitas delas 
desprezíveis, e as que realmente são de peso, são as parcelas consumidas para 
cisalhar o material nos planos de cisalhamento primário e secundário. 
89 
 Assim, com uma boa aproximação pode-se escrever: 
µ µ µe s f= + (7.21) 
onde: 
µe = energia efetiva por unidade de volume de material removido (igual a pressão 
específica de corte, Expressão 7.8). 
µe
Fc v
v f ap
Fc
f ap
c
c
= =
.
. . .
 (7.22) 
µs = energia de cisalhamento por unidade de volume de material removido, no plano 
de cisalhamento primário, dado por: 
µs
Fz vz
v f apc
=
.
. .
 (7.23) 
onde vz = velocidade de cisalhamento, ver Figura 4.5. 
µf = energia principal (ou de cisalhamento) por unidade de volume de material 
removido, consumida no plano de cisalhamento secundário, dado por: 
µf
FT v
v f ap
cav
c
=
.
. .
 (7.24) 
onde vcav = velocidade de saída do cavaco, ver Figura 4.5. 
Potência Fornecida pelo Motor, Nm. 
 Nas máquinas ferramentas
que apresentam um único motor para acionar o 
movimento de corte e o movimento de avanço, a potência fornecida pelo motor vale: 
Nm
Nc
=
η
 (7.20) 
onde η é o rendimento da máquina ferramenta, que vale geralmente de 60 a 80%. 
 No caso de haver um motor para acionar cada movimento, o cálculo de Nm é 
separado, e o rendimento é geralmente maior. 
 
 
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS 
1. MERCHANT, M.E. “Mechanisms of the Metal Cutting Process. I: Orthogonal 
Cutting and Type 2 Chip”, J. Applied Physics, vol. 16, no 5, may, 1954, pp. 267-
275. 
2. FERRARESI, D. “Fundamentos da Usinagem dos Metais”, Editora Edgard 
Blücher Ltda, São Paulo, 1977, 751 pags. 
90 
3. DIN “Krafte und Leistungen”, DIN 6584 (ENT WRF), Berlim, Buethvertrieb Gmbh, 
oct, 1963. 
4. TRENT, E.M. “Metal Cutting”, 2nd Edition, Buttherworths, London, 1984, 245 
pags, ISBN - 0.408.10856-8. 
5. MACHADO, A.R.; GIANINI, W.L.; BÖHES, L. “Verificação Experimental do 
Comportamento das Forças de Corte e de Avanço no Torneamento do Ferro 
Fundido ABNT FC-250 Utilizando-se Pastilhas de Metal Duro, Cerâmica Óxida e 
Cerâmica Não Óxida”, VII CBCIMAT, UFSC, Florianópolis SC, dez, 1996, pp. 
155-59. 
6. MACHADO, A.R.; GONÇALVES, R.A.; GIANINI, W.L. “Verificação Experimental 
do Comportamento das Forças de Corte e de Avanço no Torneamento dos Aços 
ABNT 1020, ABNT 1045 e Alumínio Comercial”, IX COBEM, UFSC, Florianópolis 
SC, dez., 1987, pp. 1029-1033. 
7. SCHLESINGER, G. “Die Werkzeng Maschinen”, Berlin, Verlag von Julios 
Springer, 1936. 
8. VIEREGE, G. “Zerspanung der Eisenwerstogge”, Düsseldorf, Verlag Stahleisen, 
M.B.H., 1959. 
 
91 
C A P Í T U L O 8 
TENSÕES E DEFORMAÇÕES EM USINAGEM 
8.1. TENSÕES 
 
8.1.1. Tensões no Plano de Cisalhamento Primário 
 
 As tensões no plano de cisalhamento primário podem ser calculadas usando 
as seguintes expressões: 
Tensão Normal: 
SA
FNZS =σ (8.1) 
Tensão Cisalhante: 
SA
FZS =τ (8.2) 
onde, 
FNZ e FZ são as forças normal e tangencial, respectivamente, que atuam no plano de 
cisalhamento primário (ver Figura 7.1). AS é a área do plano de cisalhamento 
primário. 
No corte ortogonal 
φφ sen
.
sen
bhAAS == . 
 Portanto, a força necessária para formar o cavaco depende da resistência ao 
cisalhamento do material nas condições de corte e da área do plano de 
cisalhamento. 
 
 
8.1.2. Tensões no Plano de Cisalhamento Secundário 
 
 A tensão normal média que atua no plano de cisalhamento secundário de 
uma ferramenta de corte é de natureza compressiva e pode ser determinada 
dividindo-se a força normal FN pela área de contato cavaco-ferramenta. De maneira 
similar, a tensão cisalhante média pode também ser determinada dividindo-se a 
força tangencial FT pela mesma área de contato. Apesar dessas tensões médias 
serem algumas vezes utilizadas para análise de usinabilidade, elas não despertaram 
muitos interesses para estudos específicos de distribuição de tensões. As razões 
disto são, primeiro porque os seus valores não são precisos o suficiente, devido às 
dificuldades de se medir a área real de contato com precisão, e segundo porque as 
tensões críticas, que devem ser suportadas pela ferramenta, são as tensões 
máximas, e não as tensões médias. 
92 
Portanto, é importante conhecer a distribuição de tensão normal e a 
distribuição de tensão cisalhante na superfície de saída da ferramenta, mas é 
essencial conhecer os valores de tensões máximas. 
 Cálculos desenvolvidos por Zorev [1] mostraram que a tensão normal de 
compressão tem uma distribuição parabólica, sendo zero no ponto onde o cavaco 
perde contato com a ferramenta, e assumindo o valor máximo na aresta de corte 
(ver Figura 6.4). Ela pode ser representada pela seguinte expressão: 
y
C xq.=σ (8.3) 
onde: 
x = distância da zona de contato, a partir do ponto onde o cavaco perde contato com 
a ferramenta. 
y e q = constantes. 
 Foi também concluído que a tensão cisalhante na zona de aderência é igual a 
resistência ao cisalhamento do material naquela região. Esta tensão cai a zero na 
zona de escorregamento, onde o cavaco perde contato com a ferramenta. 
 Análise experimental de distribuição de tensões, utilizando técnicas 
fotoelásticas [2,3] ou um dinamômetro especial com uma ferramenta bi-partida [4-6], 
mostraram resultados que confirmam que as tensões máximas se localizam 
realmente na aresta de corte, muito embora, algumas vezes a distribuição das 
tensões não são exatamente iguais àquelas calculadas por Zorev. 
 Foi verificado [5,6] que a distribuição de tensão varia com o material da peça, 
porque elas dependem não somente do coeficiente de atrito entre o cavaco e a 
ferramenta, mas também das características de deformação do material. Foi 
também mostrado [4] que os valores de tensões normais máximas aumentam com o 
aumento da velocidade de corte e avanço, mas os valores de tensões cisalhantes 
máximos, diminuem. 
 Brown e Hinds [7], também, usando técnicas fotoelásticas para analisar a 
distribuição de tensão em ferramentas de corte, durante a formação de cavacos 
segmentados, encontraram variações das tensões durante o ciclo de formação 
desse tipo de cavaco. Eles usaram uma resina de Epoxi como ferramenta de corte, e 
polietileno como material da peça. Este último material pode ser induzido a produzir 
cavacos contínuos ou segmentados. Eles encontraram que o aumento do pico de 
tensão, quando na formação do cavaco segmentado, chegava a 40% em relação à 
formação do cavaco contínuo. 
 
 
8.2. DEFORMAÇÕES 
 Quando se menciona deformação em usinagem, geralmente, ela é 
relacionada com a deformação no plano de cisalhamento primário (ver Figura 8.1), 
dada por: 
93 
( )
( ) ( )δ
γ
φ φ γ
= =
−
Δ
Δ
S
Y
cos
sen .cos
 (8.4) 
 
Figura 8.1. Deformação no plano de cisalhamento primário [8]. 
 A quantidade de deformação que o material sofre no plano de cisalhamento 
primário é muito grande. Quando o cavaco é fino (h’ pequeno), isto é, o grau de 
recalque é próximo da unidade, a deformação cisalhante é próxima do valor 2. Este 
valor pode subir para 5 ou mesmo maior, quando o grau de recalque é grande [9]. 
No caso particular do cavaco segmentado, o cisalhamento é ainda maior. Por 
exemplo, quando usinando titânio, foram encontradas deformações de 8 dentro das 
bandas de cisalhamento termoplástico adiabático e 1,3 dentro dos segmentos, 
determinados com base em observações metalográficas [10]. Além disso, a taxa de 
deformação no plano de cisalhamento primário é da ordem de 1000s-1 ou maior [8], 
que é um valor extremamente alto. Apesar de tudo isto, a abertura e a propagação 
de uma trinca ou mesmo a fratura, pode ser inibida pela ação da tensão de 
compressão. 
 Na zona de cisalhamento secundário, entretanto, dentro da zona de fluxo, as 
deformações são bem maiores que aqueles valores registrados dentro da zona de 
cisalhamento primário. Trent [11] sugeriu o modelo apresentado no item 6.3.1 
através da Figura 6.5. Segundo este modelo as deformações aumentam à medida 
que o material se aproxima da interface cavaco-ferramenta, que teoricamente seria 
infinito na interface. Entretanto, devido a presença das irregularidades superficiais 
envolvidas existe uma interrupção no aumento exponencial da deformação. Desta 
maneira, o mesmo Trent sugere valores da ordem de 80 a 100 mm/mm de 
deformação dentro da zona de fluxo. Novamente, a capacidade de metais e ligas 
metálicas suportarem tal quantidade de deformação sem se fraturarem é atribuído 
aos altos valores de tensões de compressão e a elevadas temperaturas naquela 
região. Esse assunto já foi tratado no capítulo 6. 
 
94 
 
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS 
1. ZOREV. N.N. “Interelationship Between Shear Processes Occuring Along Tool 
Face and on Shear Plane in Metal Cutting”, Proc Int. Prod. Eng. Res. Conf., 
Pittsburgh,
Pnsylvania, USA, sept, 1963, pp. 42-49. 
2. AMINI, E. “Photoelastic Analysis of Stress and Forces in Steady Cutting”, Journal 
of Strain Analysis, vol. 3 (3), 1968, pp. 206-213. 
3. USUI, E.; TAKEYAMA, H. “A Photoelastic Analysis of Machining Stresses”, Trans 
ASME, J.Eng. Industry, nov, 1960, pp. 303-308. 
4. BARROW, G.; GRAHAM, W.; KURIMOTO, T.; LEONG, Y.F. “Determination of 
Rake Face Stress Distribution in Orthogonal Machining”, Int. J. Mach. Tool Des. 
Res., vol. 22(1), 1982, pp. 75-85. 
5. CHILDS, T.H.C.; MAHDI, M.I. “On the Stress Distribution Between the Chip and 
Tool During Metal Turning”, Annals of the CIRP, vol. 38(1), 1989, pp.55-58. 
6. KATO, S.; YAMAGUSHI, K.; YAMADA, M. “Stress Distribution at the Interface 
Between Tool and Chip in Machining”, Trans ASME, J.Eng. Industry, vol. 94, 
may, 1972, pp. 683-89. 
7. BROWN, C.J.; HINDS, B.K. “A Photoelastic Study of Tool Stress Caused by 
Unsteady Shear Localized Chip Formation During Machining”, Journal of Strain 
Analysis, vol. 23(4), 1988, pp. 159-68. 
8. SHAW, M.C. “Metal Cutting Principles”, Oxford University Press, 1984, ISBN 0-
19-859002-4. 
9. TRENT, E.M. “Metal Cutting and the Tribology of Seizure: II - Movement of Work 
Material over the Tool in Metal Cutting”, Wear, vol. 128, 1988, pp 47-64. 
10. TURLEY, D.M.; DOYLE, E.D.; RAMALINGAM, S. “Calculations of Shear Strain in 
Chip Formation in Titanium”, Materials Science and Engineering, vol. 55, 1982, 
pp 45-48. 
11. TRENT, E.M., “Metal Cutting”, 3rd Editon, Butterworths, London, 1991. 
 
95 
C A P Í T U L O 9 
TEMPERATURA DE CORTE 
9.1. INTRODUÇÃO 
 Em usinagem praticamente todas energias consumidas, representadas pela 
Expressão 7.21, são convertidas em calor. Somente uma pequena porcentagem (1 a 
3%) não é convertida em energia térmica. Parte desta pequena porção fica retida no 
sistema como energia elástica, e outra parte está associada à geração de novas 
superfícies (peça e cavaco). 
 A Figura 9.1 mostra as três zonas distintas, onde o calor pode ser gerado em 
usinagem. 
 
Figura 9.1. Zonas de geração de calor em usinagem. 
 São elas: 
I. zona de cisalhamento primário, zona A da Figura 9.1. 
II. zona de cisalhamento secundário, zona B e C da Figura 9.1. 
III. zona de interface entre a peça e a superfície de folga da ferramenta, zona D da 
Figura 9.1. 
 Grande parte deste “calor gerado” é dissipada pelo cavaco, uma pequena 
porcentagem é dissipada pela peça e uma outra para o meio ambiente. O restante 
vai para ferramenta de corte. Apesar desse restante representar apenas pequenos 
percentuais (8 a 10%), o aumento da temperatura associado com este calor é 
significativo, podendo chegar, em certos casos, a 1100 ºC, o que compromete, 
fortemente, a resistência da ferramenta. 
 A equação de balanço energético fica: 
QfQmaQpQcQaQaQz 21 +++=++ (9.1) 
onde, 
 
96 
Qz = calor gerado na zona de cisalhamento primário. 
Qa1 = calor gerado na zona de cisalhamento secundário. 
Qa2 = calor gerado na zona de interface peça-superfície de folga da ferramenta. 
Qc = calor dissipado pelo cavaco. 
Qp = calor dissipado pela peça. 
Qma = calor dissipado pelo meio ambiente. 
Qf = calor dissipado pela ferramenta de corte. 
 A seguir é feita uma análise em separado, dos diversos componentes de calor 
gerado. 
 
 
9.2. CALOR GERADO NA ZONA DE CISALHAMENTO PRIMÁRIO, QZ 
 A maior parte deste calor é dissipado pelo cavaco, mas uma pequena fração 
M, é conduzida na peça, e aumenta a sua temperatura, podendo às vezes causar 
problemas de precisão dimensional. Segundo Nakayama [2], no torneamento este 
aumento de temperatura, Δθp, depende da rotação (aumentando com o aumento da 
mesma), e do número de revoluções após o corte ter iniciado (a peça é aquecida 
pelos cortes precedentes e isto afeta o aumento da temperatura no corte 
subsequente). 
 Quanto ao aumento da temperatura do cavaco devido ao calor Qz, existe um 
método que permite um cálculo aproximado [3]: 
( ) ( )[ ]
Δθc
M Fc Ff
J c h b
=
− −1 tan
. . . .
φ
ρ
 = 
( )[ ]
cv.b.h.c.ρ.J
FZxVZM1− (9.2) 
onde: 
J = equivalente mecânico de calor. 
ρ = densidade do material da peça. 
c = calor específico do material da peça. 
 O aumento de temperatura no cavaco, Δθc, não é muito influenciado pela 
velocidade de corte, embora M diminui com o aumento de Vc. A altas velocidades, 
entretanto, Δθc tende a ficar constante com Vc [1]. A temperatura no cavaco pode 
chegar a 650o C quando usinando aços endurecidos e algumas ligas de níquel, sob 
certas condições de corte, mas a faixa normal de temperatura do cavaco, quando 
usinando aços e outros materiais comuns é de 200o C a 350o C [1]. Um forte 
indicativo das temperaturas nos cavacos de aços é a coloração apresentada por 
eles, quando são usinados sem fluido de corte. Essa coloração, normalmente 
marron ou azul é promovida, poucos segundos após serem produzidos, pela 
formação de uma fina camada de óxido que acontece a temperaturas da ordem de 
250 a 350°C [1]. 
 A temperatura do cavaco, entretanto, terá praticamente, nenhuma influência 
na temperatura da ferramenta, porque o tempo com que uma pequena porção do 
cavaco (lamela) passa sobre a superfície de saída da ferramenta, é muito pequeno 
(poucos milissegundos) para conduzir calor [1]. Além disso, na presença da zona de 
fluxo na zona de cisalhamento secundário, haverá ali o desenvolvimento de 
 
97 
temperaturas bem maiores que as temperaturas do cavaco. Assim, o calor fluirá da zona 
de fluxo em direção ao cavaco, e não o contrário. 
 
9.3. CALOR GERADO NA ZONA DE CISALHAMENTO SECUNDÁRIO, Qa1 
 Esta é a fonte de calor mais responsável pelas temperaturas da ferramenta de 
corte. A temperatura da ferramenta pode não ser considerado o maior problema quando 
na usinagem de materiais macios e de baixo ponto de fusão, como o alumínio e o 
magnésio, mas se torna o fator controlador da taxa de remoção de material, quando na 
usinagem de materiais duros e de alto ponto de fusão, como ferros fundidos, aços, ligas 
de níquel e ligas de titânio. 
 A temperatura da interface cavaco-ferramenta aumenta com a velocidade de 
corte. Haverá, portanto, um limite prático na velocidade de corte, para cada par 
ferramenta-peça. As altas temperaturas nas ferramentas de corte não só aceleram os 
mecanismos de desgaste termicamente ativados, mas também reduzem o limite de 
escoamento dessas ferramentas. Na presença da zona de fluxo, a quantidade e a taxa 
de deformação são tão altas e complexas, que Trent [4] afirmou ser irrealista tentar 
calcular o aumento de temperatura naquela região, com o presente estado de 
conhecimento dos fenômenos envolvidos. Tais exuberantes quantidades de 
deformações sem promover encruamento do material na mesma proporção, só podem 
ocorrer com o amolecimento adiabático causado pelo aumento da temperatura. O 
processo é idêntico ao da formação do cavaco segmentado, descrito no capítulo 4, item 
4.4, letra d. A temperatura na zona de fluxo, e portanto, a temperatura da ferramenta 
depende da quantidade de trabalho realizado para cisalhar o material e da quantidade 
de material que passa pela zona de fluxo, e isto varia com o material da peça [1]. 
Temperaturas da ordem de 1100o C na interface cavaco-ferramenta podem ser 
encontrados e as ferramentas de corte têm que estar preparadas para suportarem estas 
temperaturas durante o corte. 
 A Figura 9.2 mostra a temperatura máxima da interface cavaco-ferramenta (e 
portanto a temperatura máxima na superfície de saída da ferramenta) na usinagem de 
vários materiais com ferramentas de aço rápido, em função da velocidade de corte. 
 
Figura 9.2. Temperaturas máximas da interface cavaco-ferramenta em função da 
velocidade de corte [1]. 
 
98 
 Podem-se observar temperaturas bastante elevadas em velocidades de corte 
bem baixas, para certos materiais.
Como visto no Capítulo 6, item 6.6, as condições da interface cavaco-
ferramenta (aderência, escorregamento ou aresta postiça de corte) devem ser 
assumidas como os fatores mais importantes a serem considerados na influência 
sobre a temperatura da ferramenta de corte. A zona de fluxo, portanto, constitui uma 
fonte efetiva de calor, e apesar de se conhecer muito pouco sobre a influência dos 
elementos de liga e mudanças microestruturais nas bandas de cisalhamento 
termoplásticos (zona de fluxo), Trent [4] enumerou pelo menos três parâmetros 
metalúrgicos que influenciam a temperatura da ferramenta: 
I. O ponto de fusão do principal elemento químico do material da peça. Quanto 
maior o ponto de fusão deste elemento, maior a temperatura da interface cavaco-
ferramenta, para qualquer velocidade de corte. 
II. Elementos de liga que aumentam a resistência do material da peça. Eles 
aumentam a temperatura da interface para qualquer taxa de remoção de material. 
III. Presença de fases de baixa resistência ao cisalhamento na interface (tais como 
MnS e grafita). Elas podem reduzir a temperatura. 
 
 
9.4. CALOR GERADO NA ZONA DE INTERFACE ENTRE A PEÇA E A 
SUPERFÍCIE DE FOLGA DA FERRAMENTA, Qa2 
 Se a usinagem ocorrer com ângulos de folga pequenos (<2º) ou se o 
desgaste de flanco atingir proporções consideráveis, a interface peça-superfície de 
folga da ferramenta se torna a terceira fonte importante de geração de calor. Neste 
caso, a análise é similar à zona de cisalhamento secundário, com a presença da 
zona de fluxo, o que promove altas temperaturas na superfície de folga, que pode 
levar a ferramenta de corte ao colapso [1]. 
 
 
9.5. MEDIÇÃO DA TEMPERATURA DE USINAGEM 
 Vários métodos, práticos e analíticos, vêm sendo desenvolvidos ao longo do 
tempo com o objetivo de determinar a temperatura gerada durante o processo de 
usinagem. Porém, nenhum deles é universalmente aceito como absoluto. Dentre as 
técnicas analíticas modernas de determinação da temperatura de usinagem, pode-
se destacar o uso de elementos finitos [5] para a obtenção da distribuição de 
temperatura na ferramenta de corte, na peça e até mesmo no cavaco e o uso de 
problemas inversos em condução de calor para estimar a temperatura na interface 
cavaco-ferramenta. De Melo [6], desenvolveu um método que consiste da utilização 
de técnicas de problemas inversos, da medição, em tempo real, da temperatura na 
aresta inferior oposta à aresta de corte e do uso do modelo de mapeamento 
elipsoidal desenvolvido por Lin et alli [7] para a estimação da temperatura na 
interface cavaco-ferramenta. As equações pertinentes ao método foram resolvidas 
por diferenças finitas. A técnica apresentou-se bastante sensível à variações de 
parâmetros geométricos importantes, tais como o comprimento de contato cavaco-
ferramenta e o posicionamento dos sensores de temperatura. Na Figura 9.3 são 
mostradas curvas de temperatura estimadas pelo método utilizando ferramentas de 
 
99 
metal duro classe K10 e de cerâmica à base de Si3N4, durante o torneamento de 
ferro fundido cinzento. 
 
0 25 50 75 100 125 150
0
100
200
300
400
500
600
 Ferramenta de metal duro
 Ferramenta de cerâmica
Te
m
pe
ra
tu
ra
 (°
C)
Tempo (s) 
Figura 9.3. Temperaturas estimadas na interface cavaco-ferramenta em insertos 
de cerâmica e de metal duro (vc=98 m/min; f=0.176 mm/rot; ap=1.5 
mm) [6]. 
 Pode-se observar que, para um mesmo período de usinagem, a temperatura 
obtida com a cerâmica é inferior àquela obtida com o metal duro. Em princípio, este 
resultado é coerente, pois teoricamente as cerâmicas têm menores afinidades 
químicas pelos materiais ferrosos. Isto promove menor restrição ao movimento de 
saída do cavaco (menor atrito), gerando menor quantidade de calor e 
consequentemente, menor temperatura de corte quando se usa a ferramenta 
cerâmica. Entretanto, ao se medir área de contato cavaco-ferramenta e a força de 
corte nestes experimentos, as cerâmicas, contrariando as expectativas, 
apresentaram maiores áreas e maiores forças que as ferramentas de metal duro. 
Isto significa maior geração de calor proporcionado pelas cerâmicas. A explicação 
pelos resultados apresentados nas curvas da Figura 9.3, portanto, podem ser 
creditadas à menor difusividades das cerâmicas, mas confirmação disto necessitaria 
maiores investigações. Além disto, o método de medição da área de contato cavaco-
ferramenta (marcas deixadas na superfície de saída, após a usinagem) não é 
preciso, o que pode induzir a erros. Pode-se considerar também que maior 
quantidade de calor foi gerado em uma área também maior. Isto pode garantir uma 
maior distribuição desse calor, garantindo menores temperaturas. 
 Os métodos práticos mais utilizados atualmente para a medição da 
temperatura de usinagem são: 
a) Medição da força termoelétrica entre a ferramenta e a peça (método do termopar 
ferramenta-peça). 
b) Medição direta por inserção de termopares na ferramenta de corte. 
c) Medição do calor de radiação com sensores infra-vermelhos. 
d) Medição utilizando vernizes termosensíveis. 
e) Medição por técnicas metalográficas. 
f) Medição usando pós-químicos. 
g) Medição usando o método do filme PVD 
 
100 
 
 
A seguir é apresentada uma descrição suscinta e algumas aplicações desses 
métodos. Maiores detalhes podem ser encontrados em [6-16]. 
 
a) Medição da força termoelétrica entre a ferramenta e a peça (método do 
termopar ferramenta-peça) 
 A técnica do termopar ferramenta-peça pode ser melhor explicada através da 
observação da Figura 9.4 à seguir. 
 
Figura 9.4. Esquema para medição da temperatura de corte pelo método do 
termopar ferramenta-peça [6]. 
 O ponto Q de contato da peça com a ferramenta representa a junção quente. 
Os pontos F1, F2, F3 e F4 representam as junções frias. A cuba é preenchida com 
mercúrio até que seja estabelecido o contato elétrico do disco com o elemento E, 
garantindo desta forma o fechamento do circuito. Originalmente este contato era 
feito com o uso de escovas e anéis de escorregamento, o que introduzia voltagens 
estranhas no sistema ocasionando erros de medição [8]. Os fios A1 e A2 fazem a 
conexão do sistema com o milivoltímetro V que indica o valor da f.e.m. gerada. O 
sistema pode ser calibrado para fornecer valores de temperatura em 0C. 
 Segundo Ferraresi [9], o método mais simples de calibração do termopar 
cavaco-ferramenta e provavelmente o mais preciso, é o mostrado na Figura 9.5. 
Consiste na imersão simultânea dos componentes F, C e P em um banho de sal B, 
aquecido pela resistência R. F é uma haste do mesmo material da ferramenta de 
corte, que deve ter um diâmetro de pelo menos 1/8” para garantir uma temperatura 
uniforme e limitar a quantidade de calor transferido à extremidade fria que, por sua 
vez, deve estar a uma boa distância da ponta aquecida, mantendo-se à temperatura 
ambiente durante a calibração. C representa o material da peça, podendo ser o 
próprio cavaco desta. Se o material em usinagem não produz cavaco longo, deve-se 
preparar uma peça longa semelhante à haste da ferramenta. A temperatura do 
banho é medida por um termopar cromel-alumel padrão P. 
 
101 
 
Figura 9.5. Calibração do método do termopar ferramenta-peça [9]. 
b) Medição direta por inserção de termopares na ferramenta de corte. 
 Consiste da inserção de termopares de pequeno diâmetro em diversas 
posições da ferramenta de corte. Para tanto são feitos microfuros, geralmente por 
eletroerosão. Uma aplicação bastante útil do método é na determinação da 
distribuição de temperatura em insertos de metal duro. Para tanto, as ferramentas 
devem ser furadas em diversas posições e profundidades. É importante que se 
tenha um único furo por inserto para minimizar a perturbação do fluxo de calor. Caso 
contrário, a determinação da distribuição de temperatura
se torna uma tarefa 
extremamente difícil. A Figura 9.6 ilustra o método. 
 
Figura 9.6. Método do termopar implantado [6]. 
c) Medição do calor de radiação. 
 A radiação térmica emitida durante o processo de usinagem foi medida pela 
primeira vez pelo famoso experimento de Schwerd [10], citado por Bickel [8], durante 
a usinagem de um disco através de corte ortogonal. As superfícies da ferramenta, da 
peça e do cavaco ficaram acessíveis, permitindo que a radiação infravermelha 
destas fossem focalizadas por um sistema de lentes. 
 A Figura 9.7 ilustra o método onde é utilizado um termopar como sensor de 
temperatura. 
 
102 
 
Figura 9.7. Medição da temperatura de corte através da radiação térmica [9]. 
 Pode-se observar que o calor irradiado pela ponta da ferramenta está sendo 
projetado, por meio de um sistema de lentes, no termoelemento (termopar), o qual 
produz uma d.d.p. proporcional à temperatura naquela região. A f.e.m. gerada é 
medida através de um milivoltímetro. O sistema pode ser calibrado de modo a 
fornecer valores da temperatura na região da ferramenta, em qualquer unidade. 
d) Medição utilizando vernizes termosensíveis. 
 Consiste da utilização de vernizes com capacidade de mudança de cor a 
determinadas temperaturas. Esta técnica é aplicada somente em superfícies 
acessíveis sob condições de regime permanete. 
 Ferraresi [9], cita o uso de lápis indicador de temperatura para controlar a vida 
das ferramentas pluricortantes. Tal controle baseia-se no seguinte princípio: cargas 
iguais na aresta das ferramentas pluricortantes originam iguais temperaturas; a 
aresta mais carregada aquece-se mais e a menos carregada aquece-se menos. 
 A utilização do lápis indicador de temperatura permite determinar as 
ferramentas mais sobrecarregadas. 
e) Medição por técnicas metalográficas. 
 A distribuição da temperatura de corte pode ser obtida através da inspeção 
metalográfica da própria ferramenta. A dureza à temperatura ambiente do aço carbono 
endurecido e do aço-rápido decresce após seu reaquecimento, e a redução na dureza 
depende da temperatura e do tempo de aquecimento. Segundo Wright e Trent [11], as 
ferramentas de aço carbono endurecidas começam a perder dureza a partir de 250 0C, e 
esta propriedade é rapidamente reduzida após um aquecimento à 600 0C. Já as 
ferramentas de aço rápido não sofrem amolecimento apreciável até 600 0C. Entre 600 e 
850 0C a dureza cai rapidamente, mas pode voltar a subir para temperaturas de 
reaquecimento maiores, se forem rapidamente resfriadas. Calibrando-se a dureza 
versus temperatura e o tempo de aquecimento, uma família de curvas podem ser 
obtidas. Dearnley [12] desenvolveu uma técnica que permite avaliar a distribuição de 
temperatura em insertos de metal duro. Consiste na substituição do elemento ligante 
normalmente utilizado nesses insertos, o Co, por ferro e ferro-silício, com diferentes 
teores. Cada ligante utilizado possui uma temperatura específica de transformação de 
fase, o que permite determinar as isotérmicas nas ferramentas. Através deste método, a 
 
103 
distribuição de temperatura foi determinada numa seção transversal à aresta principal 
de corte da ferramenta, após usinar um aço de baixo carbono sob diversas velocidade 
de corte [13]. Os resultados são apresentados na Figura 9.8. Observa-se que nesta 
aplicação a máxima temperatura acontece à determinada distância da aresta principal 
de corte, e que elas crescem com o aumento da velocidade de corte. 
 
Figura 9.8. Distribuição de temperatura na ferramenta de corte, após usinar aço de 
baixo carbono por 30s, com avanço de 0,25 mm/rev e várias velocidades 
de corte [13]. 
 A Figura 9.9 apresenta a distribuição de temperatura para avanços 
crescentes obtidas pela técnica metalográfica. Verifica-se o constante 
aumento da temperatura e da zona afetada pelo calor com o aumento 
deste parâmetro. 
(c)
(a) (b)
 
Figura 9.9. Influencia do avanço nas temperaturas das ferramentas usadas para 
cortar aço com avanços de a)- 0.125 mm/volta; b)- 0.250 mm/volta; c)- 
0,500 mm/volta [1]. 
 
104 
 A influência da utilização de um fluido de corte e da direção de sua aplicação 
são ilustrados na Figura 9.10. Em a tem-se a usinagem sem fluido de corte, em b 
utilizou-se um fluido de corte aplicado sobre-cabeça e finalmente em c utilizou-se o 
mesmo fluido de corte, aplicado entre a superfície em usinagem principal da peça e 
a superfície de folga da ferramenta. Observa-se que o fluido não consegue baixar a 
temperatura máxima da ferramenta de 900oC.(que é a temperatura máxima 
detectável pelo método utilizado), mas sua aplicação aumenta nitidamente o 
gradiente de temperatura e reduz a zona afetada pelo calor. Isto é mais acentuado 
quando o fluido é aplicado entre a superfície em usinagem principal da peça e a 
superfície de folga da ferramenta de corte. 
 
Figura 9.10. Contornos de temperaturas na superfície de saída das ferramentas de 
corte, após usinagem a) sem fluido de corte; b)- com fluido de corte 
aplicado sobre-cabeça; c)- com fluido de corte aplicado entre a 
superfície em usinagem principal da peça e a superfície de folga da 
ferramenta de corte [1]. 
f) Medição usando pós-químicos. 
 Esta técnica consiste da utilização de sais com ponto de fusão bem definido 
tais como NaCl, KCl, CdCl, PbCl2, AgCl, KNO3, para determinação da distribuição da 
temperatura no corpo da ferramenta de corte. 
 
105 
 Kato et alli [14], determinaram a distribuição de temperatura numa superfície 
perpendicular ao plano de referência de ferramentas de metal duro (classe P20), 
cermets e cerâmicas, durante o corte ortogonal de tubos do material STKM 13A 
utilizando pós de sais com ponto de fusão constante, Figura 9.11. 
 
 
Figura 9.11. Experimento utilizado por Kato et alli para a determinação da 
distribuição de temperatura no plano ortogonal de insertos (Kato et alli, 
1976). 
 A técnica consiste, em primeiro lugar, da divisão do inserto em duas partes de 
iguais dimensões. Geralmente esta etapa é realizada por processo de abrasão 
(retificação) dos insertos, até que se alcance a dimensão desejada, ou seja, a 
metade do tamanho original. Para obter uma ferramenta bi-partida, pelo processo 
anteriormente descrito, é necessária a disponibilidade de, pelo menos, dois insertos 
do mesmo material. Com a ferramenta bipartida em mãos, a próxima etapa consiste 
em umedecer as superfícies retificadas com uma solução de silicato de sódio para 
melhorar a adesão do sal que será posteriormente espalhado por sobre estas 
superfícies. Terminadas estas etapas, as partes são unidas e processa-se a 
usinagem durante um tempo suficiente, até que o sistema entre em regime. Após o 
corte, a ferramenta é novamente separada e a isotérmica gerada pela fusão do sal é 
observada. Esta pode ser identificada pela linha gerada entre o sal que sofreu fusão 
e o que permaneceu sem transformação. Se este processo for repetido com vários 
tipos de sais (com pontos de fusão diferentes), e com ferramentas de um mesmo 
material, pode-se determinar a distribuição de temperatura no plano ortogonal à 
aresta da ferramenta de corte. 
Casto et alli [15], utilizaram uma técnica semelhante. Com o uso de nitreto de 
potássio (ponto de fusão = 390 0C) posto num plano paralelo à superfície de saída 
de insertos cerâmicos determinaram a isotérmica gerada durante a usinagem do aço 
ISO C40. 
h) Medição usando o método do filme PVD. 
Este método foi publicado por Kato e Fujii em 1996. Consiste da deposição de 
finas camadas de diversos materiais com pontos de fusão específicos numa 
superfície perpendicular à superfície de saída de insertos de metal duro. Após a 
deposição do filme de um determinado material, as partes da ferramenta são unidas 
e posta para usinar um disco num processo de corte ortogonal como mostra a Figura
9.12. 
 
106 
 
 
 
Figura 9.12. Montagem experimental para medir a distribuição de temperatura pelo 
método PVD (Kato e Fujii, 1996). 
 
 A Figura 9.13 mostra uma fotomicrografia de uma superfície de material 
depositado fundido em um inserto de metal duro após o corte ortogonal de um aço 
carbono com 0.55% C a uma velocidade de corte de 200 m/min, avanço de 0.2 
mm/rev, largura de corte de 2 mm por um tempo de 5 segundos. O contorno entre a 
zona de filme fundido e a zona de filme não fundido é claramente identificada na 
figura. O material depositado neste caso foi o telúrio com um ponto de fusão de 450 
0C. 
Zona de filme fundido
Zona de filme não fundido
 
Figura 9.13. Fotomicrografia mostrando as zonas fundida e não fundida (Kato e 
Fujii, 1996). 
 
 
 
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS 
1. TRENT, E.M. “Metal Cutting”, 2nd Edition, Butterworths, 1984, 245 pags, ISBN 0-
408-108568. 
 
107 
2. NAKAYAMA, K. “Temperature Rise of Workpiece During Metal Cutting”, Bull 
Faculty Engineering, Yokohama National University, march, 1956, pp 1-10. 
3. BOOTHROOYD, G. “Fundamentals of Metal Machining and Machine Tools”, 
International Student Edition, Mc Graw-Hill, 5 th Printing, 1981, ISBN 0-07-
085057-7. 
4. TRENT, E.M. “Metal Cutting and the Tribology of Seizure: III. Temperature in 
Metal Cutting”, Wear, vol. 128, 1988, pp 65-81. 
5. TAY, A.O.; STEVENSON, M.G.; DAVIS, G.V. “Using the Finite Element Method 
to Determine Temperature Distribution in Orthogonal Machining”, Proc. Instm. 
Mech. Engrs., vol. 188 (55), 1974, pp 627-638. 
6. DE MELO, A. C. A. “Estimação da Temperatura de Corte Utilizando Problemas 
Inversos em Condução de Calor”, Dissertação de mestrado, Universidade 
Federal de Uberlândia, 1998, 116 pgs. 
7. LIN, J.; LEE, S.; WENG, C. “Estimation of Cutting Temperature in High Speed 
Machining”, Journal of Engineering Materials and Technology, vol. 114, 1992, pp 
289-290. 
8. BICKEL, E. “The Temperature on a Turning Tool”, International Prod. Eng. Res. 
Conference - ASME, 1963, pp 89-94. 
9. FERRARESI, D. “Fundamentos da Usinagem dos Metais”, Editora Edgard 
Blücher Ltda., vol. 1, SP, 1977, 751 pgs. 
10. SCHWERD, F. “Ueber die Bestimmung des Temperaturfeldes beim Spanablauf”, 
1933. 
11. WRIGHT, P.K.; TRENT, E.M. “Metallographic Method of Determining 
Temperature Gradients in Cutting Tools”, Journal of the Iron and Steel Institute, 
may, 1973, pp 364-368. 
12. DEARNLEY, P. A. “New Technique for Determining Temperature Distribution in 
Cemented Carbide Cutting Tools”, Metals Technology, vol. 10, 1983, pp. 205-
214. 
13. SMART, E.F.; TRENT, E.M. “Temperature Distribution in Tools Used to Cutting 
Iron, Titanium and Neckel”, Int. J. Prod. Res., vol. 13(3), 1975, pp. 265-290. 
14. KATO, S.; YAMAGUCHI, K.; WATANABLE, Y.; HIRAIWA, Y. “Measurement of 
Temperature Distribution Within Tool Using Powders of Constant Melting Point”, 
ASME Journal of Engineering for Industry, 1976, pp 607-613. 
15. CASTO, S. L.; VALVO, E. L.; PIACENTINI, M.; RUISI, V. F.; LUCCHINI, E.; 
MASCHIO, S. “Cutting Temperatures Evaluation in Ceramic Tools: Experimental 
Tests, Numerical Analysis and SEM Observations”, Annals of the CIRP, vol. 43, 
1994, pp. 73-76. 
16. SHAW, M.C. “Metal Cutting Principles”, Oxford University Press, 1984, ISBN 0-
19-859002-4. 
 
 108 
C A P Í T U L O 1 0 
MATERIAIS PARA FERRAMENTAS DE CORTE 
10.1. INTRODUÇÃO 
O processo de usinagem, que utiliza como ferramenta um material mais 
duro que o da peça, é a operação mais comum entre os processos de fabricação 
existentes. Baseado no princípio da dureza relativa, o surgimento de novos 
materiais e ligas estruturais com excelentes propriedades de resistência mecânica 
e elevada dureza contribui para o aparecimento de novos materiais de 
ferramentas mais resistentes para as operações de usinagem. 
Por outro lado, a usinagem de materiais frágeis e/ou operações de cortes 
interrompidos (como o caso do fresamento, por exemplo) requerem materiais de 
ferramentas com suficiente tenacidade para suportarem os choques e os 
impactos inerentes a tais processos. 
Como dureza e tenacidade são duas propriedades opostas (normalmente 
alta dureza significa baixa tenacidade e vice-versa), o balanço destas 
propriedades nos materiais de ferramenta de corte se tornou um desafio para os 
fabricantes. Mais uma vez dedicação em estudos e investimentos na pesquisa 
mostram-se eficientes, pois hoje pode-se encontrar no mercado grande número 
de ferramentas com invejáveis características simultâneas de tenacidade e 
dureza. A conciliação dessas propriedades foi conseguido com a produção de 
ferramentas com diferentes composições químicas, tamanho de grãos finos e total 
controle dos processos de fabricação e tratamento térmico, o que lhes confere um 
grau de pureza e qualidade excepcionais. 
As principais propriedades que um material de ferramenta de corte deve 
apresentar são listadas abaixo, não necessariamente em ordem de importância. 
Dependendo da aplicação, uma ou mais propriedades podem se destacar. 
! Alta dureza; 
! Tenacidade suficiente para evitar falha por fratura; 
! Alta resistência ao desgaste; 
! Alta resistência a compressão; 
! Alta resistência ao cisalhamento; 
! Boas propriedades mecânicas e térmicas a temperaturas 
elevadas; 
! Alta resistência ao choque térmico; 
! Alta resistência ao impacto; 
 109 
! Ser inerte quimicamente. 
O grande número de fabricantes de ferramentas de corte existente no 
mercado gera uma forte concorrência entre eles, o que, de certa forma, garante 
produtos de alta qualidade a preços satisfatórios. 
A Figura 10.1 apresenta a lista dos materiais para ferramentas de corte 
existentes hoje no mercado mundial. 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 na lista, também, obedece a ordem cronológica de aparecimento das 
ferramentas no mercado mundial, com poucas exceções. 
 
1. Aço Carbono 
• Comum 
• com elementos de liga (V, Cr) 
2. Aço Semi-Rápido (Baixo W) 
3. Aço Rápido (Podem ser fundidos ou 
fabricadas pela Metalurgia do Pó) 
 
• sem revestimento 
• com revestimento 
4. Aço Super-Rápido (Elevado teor de V) 
5. Ligas Fundidas 
6. Metal Duro (Podem ser com ou sem 
revestimento) 
 
Classes: 
• P 
• M 
• K 
7. Cermets (Podem ser com ou sem 
revestimento) 
 
8. Cerâmicas 
• Com e sem revestimento 
• A base de Si3N4 
• A base de Al2O3 
• Pura 
• com adições 
• ZrO2 (branca) 
• TiC (preta ou mista) 
• SiC (whiskers) 
9. Ultraduros 
• CBN – PCBN 
• PCD 
10. Diamante Natural 
Figura 10.1. Lista dos materiais para ferramentas de corte. 
Sabe-se que todos os materiais de engenharia apresentam uma queda de 
resistência com o aumento da temperatura. A Figura 10.2 mostra o 
comportamento da dureza dos principais grupos de ferramentas de corte com a 
SIALON 
A
um
en
to
 d
e 
du
re
za
 e
 re
si
st
ên
ci
a 
ao
 d
es
ga
st
e 
 
A
um
en
to
 d
e 
te
na
ci
da
de
 
 
 110 
temperatura de trabalho. Nota-se que até mesmo o metal duro e as cerâmicas 
têm suas propriedades reduzidas, mas numa taxa bem menor que aquelas 
apresentadas pelos aços-rápidos. Isto garante a aplicação destas ferramentas em 
condições de corte bem mais desfavoráveis que aquelas a que podem se 
submeter os aços-rápidos. 
 
Figura 10.2. Variação da dureza de alguns materiais de ferramentas de corte 
com a temperatura. 
 A Figura 10.3 apresenta um diagrama de dureza e tenacidade dos 
principais grupos de ferramentas de corte. Observa-se que o aumento da dureza 
leva a uma redução na tenacidade e vice-versa. Portanto, se a exigência for 
tenacidade, no caso de
usinagem em cortes interrompidos, como no fresamento, 
por exemplo, o técnico responsável pela seleção deverá optar pela ferramenta 
posicionada mais a direita do diagrama, com sacrifício na dureza e resistência ao 
desgaste. Se a exigência for resistência ao desgaste e dureza, como no caso de 
usinagem de materiais resistentes e abrasivos, a escolha deverá recair naqueles 
materiais posicionados mais à esquerda do diagrama, com sacrifício da 
tenacidade. 
 111 
 
Figura 10.3. Diagrama de dureza–tenacidade dos materiais de ferramentas de 
corte (Pastor, 1987). 
As propriedades de dureza e resistência ao desgaste estão, também, 
diretamente relacionadas com a capacidade de imprimir altas velocidades aos 
processos de corte. Esta relação é ilustrada na Figura 10.4, onde observa-se a 
evolução das velocidades de corte nos últimos 100 anos, relacionados com o 
aparecimento dos diversos grupos de ferramentas de corte. Apesar de não 
estarem indicados, os ultraduros, surgidos na década de 80, podem apresentar 
velocidades ainda superiores àquelas indicadas no diagrama, em algumas 
aplicações. 
 
Figura 10.4. Aumento das velocidades de corte conseguido no último século 
(Pastor, 1987). 
nitreto de silício + TiC 
cerâmica 
Al2O3 
metal duro 
revestido 
aço rápido 
aço carbono 
 112 
Carbono e 
Baixa/Médi
a Ligas de 
Aço
Aço 
Rápido
Liga de 
Cobalto 
Fundido
Metal Duro
Metal 
Duro 
Revestido
Cerâmica
CBN 
Policrista-
lino
Diamante
Dureza a quente aumento
Tenacidade aumento
Resistência ao impacto aumento
Resistência ao desgaste aumento
Resistência ao lascamento aumento
Velocidade de corte aumento
Profundidade de corte alta a 
média
alta a 
profunda
alta a 
profunda
alta a 
profunda
alta a 
profunda
alta a 
profunda
alta a 
profunda
Resistência ao choque térmico aumento
Custo da ferramenta aumento
TENDÊNCIAS GERAIS DE PROPRIEDADES E PRINCIPAIS 
CARACTERÍSTICAS DE VÁRIOS MATERIAIS DE FERRAMENTAS DE CORTE*
*Algumas características podem se sobrepor em alguns casos. Exceções à regra são muito comuns. Em muitas classes 
de materiais de ferramentas, uma ampla faixa de composições e propriedades são obtidas.
 
Figura 10.5. Comparação das propriedades dos principais grupos de 
ferramentas de corte (Komanduri and Desai, 1982). 
Tabela 10.1. Dados quantitativos das principais propriedades das ferramentas 
de corte (Abrão, 1995) 
Propriedades 
do material 
da 
ferramenta
Aço rápido 
(M2)
Carboneto de 
tungstênio 
(M20)
Alumina 
branca
Alumina 
mista
Alumina 
reforçad
a com 
whisker
Cerâmica 
à base de 
nitreto de 
silício
PCBN Diamante natural PCD
Composição 
básica*
0,85%pC 
4%pCr 
5%pMo 
6,5%pW 
2%pV
80,5%pWC 
10%pCo 
9,5%pOutros
90-95% 
Al2O3 
5-10% 
ZrO2
Al2O3 
30% TiC 
5-10% 
ZrO2
75% 
Al2O3 
25% SiC
77% Si3N4 
13% Al2O3 
10% Y2O3
98%CBN 
2%AlB2/ 
AlN
PCD 
2-8% Co
Densidade 
(g/cm3) 7,85 14,5 3,8-4,0 4,3 3,7 3,2 3,1 3,5 3,4
Dureza à TA 
(HV) 850 1600 1700 1900 2000 1600 4000 10000
8000-
10000
Dureza à 
1000ºC (HV) n.a.
≈400 650 800 900 900 ≈1800 n.a. n.a.
Resistência à 
fratura 
(MPa·m1/2)
17 13 1,9 2 8 6 10 3,4 7,9
Condutividad
e térmica 
(W/m ºC)
37 85 8-10 12-18 32 23 100 900 560
Módulo de 
Young 
(kN/mm2)
250 580 380 420 390 300 680 964 841
Coeficiente 
de expansão 
térmica 
(x10-6/K)
12 5,5 8,5 8 6,4 3,2 4,9 1,5-4,8 3,8
Custo 
aproximado 
por barra** 
(US$)
72,54 (barra 
25x25x200 
mm)
0,61 0,83 1,08 4,5 2,25 72-108 225-252 54-90
*por volume a menos que indicado.
**custo referente à ISO SNGN 120416
 
A Figura 10.5 e a Tabela 10.1 apresentam, comparativamente, as 
principais propriedades dos diversos grupos de ferramentas de corte. Na Figura 
 113 
10.5 apenas dados qualitativos, enquanto na Tabela 10.1 os dados são 
quantitativos. Numa seleção, é de extrema importância conhecer estas 
propriedades, mas deve-se conhecer, também, quando e onde estas 
propriedades são requeridas. 
 Na seleção do material de ferramenta de corte para uma aplicação específica, o 
grande número de ferramentas existentes no mercado dificulta a decisão e torna a tarefa 
relativamente complexa. Todas aquelas propriedades requeridas, listadas anteriormente, 
devem ser consideradas, mas o técnico de usinagem deve ter conhecimento e 
perspicácia suficientes para destacar as mais importantes, em função da aplicação a que 
se requer o material, pois, infelizmente, ainda não inventaram o material de ferramenta 
que acumulasse, simultaneamente, todas elas. 
O material de ferramenta ideal deveria ter a dureza do diamante natural, a 
tenacidade do aço-rápido e a inércia química da alumina. Ele deve considerar, 
também, que nem sempre o melhor material é aquele que garante uma maior vida à 
ferramenta de corte. Às vezes, confiabilidade e previsibilidade da performance são mais 
importantes, e isto é tanto mais relevante quanto maior for o custo do material da peça. 
A figura 10.6 resume a metodologia que deve ser empregada para 
selecionar a ferramenta de corte, sua geometria e as condições de corte para 
uma dada aplicação. Observa-se que o número de fatos a considerar é grande e 
a decisão final deve recair na ferramenta e nas condições de corte que 
apresentarem a melhor performance, confirmadas pelos testes experimentais 
realizados em laboratórios de pesquisas ou em linhas de produção. 
 
 CONTROLE OU RESTRIÇÕES 
 
 PRÁTICA DE MANUFATURA 
 CONDIÇÕES E CAPACIDADE DAS MÁQUINAS FERRAMENTA DISPONÍVEIS 
 REQUISITOS DE GEOMETRIA, PRECISÃO E ACABAMENTO SUPERFICIAL 
 OUTROS REQUISITOS (disponibilidade e entrega de planejamento de ferramentas 
 escala de produção) 
 DADOS ECONÔMICOS 
 
I 
N 
P 
U 
T 
S 
MATERIAL DAS PEÇAS 
METODOLOGIA 
PARA 
SELEÇÃO 
DE 
FERRAMENTAS 
 
L 
A 
B 
O 
R 
A 
T 
Ó 
R 
I
O 
 
O 
U 
L
I 
N 
H 
A 
 
D 
E 
 
P 
R 
O 
D 
U 
Ç 
à 
O 
 
F 
E 
R 
R 
A
M 
 
E 
 
C 
O 
N 
D 
 
D 
E 
 
C 
O 
R 
T 
E 
(composição química e estado metalúrgico) O 
U 
T 
P 
U 
T 
S 
⇒ ⇒ 
TIPO DE CORTE FERRAMENTAS (principais candidatos) 
(desbaste x acabamento 
 corte contínuo x intermitente) 
(material da ferramenta específico, 
 classe, forma e geometria da ferram.) 
GEOMETRIA E TAMANHO FAIXA DE CONDIÇÕES DE CORTE 
TAMANHO DO LOTE 
(grupos pequenos x produção em massa) 
DADOS DE USINABILIDADE 
 
 DADOS COMERCIAIS E 
LITERATURA TÉCNICA 
 INFORMAÇÕES DO FORNECEDOR 
(disponibilidade dos materiais; sua composição, 
propriedades e aplicações; tamanhos, formas e 
geometrias disponíveis; planejamento, entrega, custos e 
dados de performance) 
 
 EXPERIÊNCIA 
 
 MECANISMOS 
 
 
PROCEDIMENTO PARA SELEÇÃO DE FERRAMENTAS E 
OTIMIZAÇÃO DE CONDIÇÕES DE CORTE 
Figura 10.6. Metodologia para seleção da ferramenta de corte, sua geometria e 
condições de corte para uma dada aplicação. 
 114 
A seguir apresenta-se um resumo sobre as propriedades, limitações, e 
aplicações dos diversos grupos de materiais de ferramentas de corte, 
apresentados na Figura 10.1. 
 
10.2. AÇOS CARBONO E AÇOS LIGA 
Na primeira parte do século XIX os aços comuns ao carbono e, mais tarde 
os aços de baixa e média liga (que foram introduzidas por Müshet em 1868), eram 
os únicos materiais de ferramentas disponíveis. Com o aparecimento de materiais 
mais resistentes, logo foram substituídos, embora ainda hoje sejam utilizados 
como ferramentas em aplicações de baixíssimas velocidade de corte, no ajuste 
de peças e na fabricação de matrizes. O maior problema é que eles perdem a 
dureza
quando aquecidos a temperaturas superiores à de revenimento (300o a 
600o C), como mostrou a Figura 10.2. 
A Tabela 10.2 mostra a classificação da AISI (American Iron and Steel 
Institute) dos tipos de aço carbono mais comuns para ferramentas de corte. Os 
tipos mais utilizados são os 110 e 120. 
 
Tabela 10.2. Classificação dos aços carbono para ferramentas de corte. 
Tipo
Designação 
AISI C Mn Si Cr V
110 W1 0,60/1,40 0,25 0,25 - -
120 W2 0,60/1,40 0,25 0,25 - 0,25
121 - 1,00 0,25 0,25 - 0,50
122 W2 ,90 0,25 0,25 - 0,10
130 W4 1,00 0,25 0,25 0,10 -
131 W4 1,00 0,25 0,25 0,25 -
132 W4 1,00 0,25 0,25 0,50 -
133 W4 1,00 0,70 0,25 0,25 -
140 - 1,00 0,25 0,25 0,35 0,20
Classe 140 (Ao carbono-cromo-vanádio)
Aços-carbono para ferramentas
Classe 110 (Ao carbono)
Classe 120 (Ao carbono-vanádio)
Classe 130 (Ao carbono-cromo)
 
Os aços da Tabela 10.2 são os que apresentam custos mais baixos e são, 
normalmente, tratados em água, tendo o carbono como o principal elemento de 
liga. O teor desse elemento vai regular as propriedades de dureza e tenacidade 
requeridas. 
Além desses aços, existem também os seguintes (Chiaverini, 1979): 
I. Aços para trabalho a frio ou indeformáveis: que podem ser tratados em água 
ou óleo, tendo como elementos de ligas principais o cromo, o tungstênio, o 
molibdênio, e às vezes, o cobalto. São indicados para matrizes de 
 115 
estampagem, forjamento, corte, brochas, alargadores, calibres, punções, 
matrizes para compressão de pós metálicos, etc.. 
II. Aços resistentes ao choque: que são normalmente tratados em óleo, com 
teores de Si, relativamente elevados (até 2%), com baixos teores de Cr, Mo 
e W. Eles possuem excelente tenacidade e baixa resistência ao desgaste. 
Suas maiores aplicações são punções, ferramentas pneumáticas, 
talhadeiras, chaves inglesas, lâminas de tesouras, matrizes, etc.. 
III. Aços para trabalho a quente: Que podem ser tratados em óleo, ar ou banho 
de sal, com altos teores de cromo, tungstênio, molibdênio, silício e vanádio. 
São usados para matrizes para fundição sob pressão, matrizes para 
forjamento, punções, mandris para trabalho a quente, matrizes de extrusão, 
etc.. São os conhecidos aços da classificação AISI (e também da ABNT) da 
classe H, sendo os H12, H13, H20 e H21 os mais utilizados. 
O aço para ser empregado como ferramenta deve se encontrar em seu 
estado de maior dureza e para atender as características de qualidade, dois 
fatores são fundamentais (Chiaverini, 1979): 
" Composição química 
" Tratamento térmico 
Quanto a composição química, os principais elementos de liga presentes 
são: 
Carbono – com a função de formar carbonetos. Estão presentes na 
concentração de 0.6 a 1.3%. Em casos especiais o teor pode atingir 2.0%. 
Teores mais elevados garantem maiores dureza e resistência ao desgaste, 
enquanto menores teores apresentam melhores características de ductilidade 
e tenacidade. 
Silício – desoxidante. Estão presentes em baixos teores (0.10 a 0.30%). 
Dissolve-se na ferrita e tende a decompor carbonetos. 
Manganês - desoxidante e dessulfurante até 0.5%. Em teores mais elevados 
melhora a temperabilidade consideravelmente. 
Cromo – aumenta a temperabilidade, a dureza e a resistência ao desgaste. Os 
teores são os mais variados, podendo chegar a 14%, com C também elevado 
(>1.5%). 
Vanádio – desoxidante e controlador do tamanho de grão e aumenta a 
temperabilidade. Forma carbonetos estáveis, melhorando a dureza a quente. 
Os teores são normalmente 0.25 a 0.35% (máximo 0.5%). 
Tungstênio – formador de carbonetos. Podem ser encontrados em teores de 
até 4.0% (com C em torno de 1.3%). 
Molibdênio – dissolve-se na ferrita e tende a formar carbonetos. Melhora a 
dureza a quente, a resistência, a ductilidade e a temperabilidade. 
 116 
 Quanto ao tratamento térmico, este se constitui de têmpera e revenido. 
No aquecimento devem-se tomar cuidados especiais para evitar crescimento de 
grão e descarbonetação superficial. O aquecimento em duas etapas pode diminuir 
tanto a tendência de crescimento de grão, como a descarbonetação, por diminuir 
o tempo exposto a temperaturas elevadas. No resfriamento, os aços - carbono, 
principalmente aqueles com altos teores de carbono, os tempos de transferência 
a esquerda do cotovelo das curvas TTT são curtos, portanto são difíceis de 
temperar. Nos aços ligas estes problemas desaparecem, podendo ser resfriados 
em salmora, água, óleo, banho de sal, ar, etc.. O revenimento é realizado logo 
após a têmpera para imediato alivio de tensões e normalmente à temperaturas de 
120 a 350ºC. 
A Figura 10.7 apresenta o diagrama de equilíbrio Fe – C, mostrando a faixa 
aproximada de teores de C normalmente encontrados nos aços carbonos para 
ferramentas, e as temperaturas de tratamentos térmicos, normalmente usadas. 
Observa-se que os mais usados estão na faixa de C de 0.8 a 1.1%, e os 
tratamentos térmicos de têmpera se realizam com aquecimento acima das linhas 
A3 e A1, dependendo do teor de carbono. Nota-se que não é necessário 
austenitizar a cementita (carboneto de ferro), pois a mesma já é um constituinte 
duro e resistente para compor os aços-ferramentas. 
 
Figura 10.7. Diagrama de equilíbrio Fe – C dos aços carbono para ferramentas 
(Ferraresi, 1970). 
 
 
10.3. AÇOS-RÁPIDOS 
O primeiro grande impulso causado nos materiais de ferramentas 
aconteceu na virada do século XIX, quando Taylor e White desenvolveram o 
primeiro aço-rápido, contendo 0,67% C, 18,91% W, 5,47% Cr, 0,11% Mn, 0,29% 
V e apropriado tratamento térmico. Seu surgimento revolucionou a prática de 
usinagem naquela época, dando um grande aumento na produtividade. As 
velocidades de corte puderam ser aumentadas em uma ordem de grandeza (de 3 
 117 
a 5 m/min) com as ferramentas de aço carbono para 30 a 35 m/min com os aços-
rápidos. Exatamente por isso, estes aços levaram este nome. Hoje, comparando 
com os materiais das ferramentas da chamada terceira geração, eles poderiam 
ser chamados de “aços-devagar” ou “aços-molengões”. Deixando, porém, de lado 
as comparações, é certo que com o passar dos anos as propriedades destes 
materiais foram melhoradas, chegando-se à perfeita combinação dos elementos 
de liga e domínio do processo de tratamento térmico. 
A prática vem contrariando aqueles que acham que os aços-rápidos estão 
ultrapassados. As qualidades deste grupo de materiais são tão grandes que 
mesmo hoje, já há mais de um século depois de descobertos, eles ainda 
sobrevivem no meio de vários outros grupos com fantásticas propriedades. 
As aplicações dos aço-rápidos são principalmente em brocas, fresas, 
cocinetes, brochas, matrizes e até ferramentas de barras para aplicações em 
torneamentos de peças de diâmetros reduzidos, cuja velocidade de corte 
conseguida é inferior à velocidade econômica de corte dos materiais de 
ferramentas mais resistentes. 
Encontra-se no mercado um variado grupo de aços-rápidos, com cada um 
tendo sua aplicação ótima específica. A AISI (American Iron and Steel Institute) 
classifica os aços–rápidos como apresentado na Tabela 10.3. Existem dois 
grandes grupos: i- ao tungstênio (W), identificados pela letra “T” e ii- ao 
molibdênio (Mo), identificados pela letra “M”. 
Como se nota, os principais elementos de ligas dos aços-rápidos são (Chiaverini, 
1979): 
Carbono: Teores variando de 0.7 e 1.6 %. Teores mais baixos representam 
menores durezas no estado revenido. O aumento do teor de C aumenta a 
formação de carbonetos complexos o que representa maior dureza e resistência 
ao desgaste. O maior teor de carbono, também, levará a maior retenção de 
austenita na tempera, exigindo maiores tempos e temperaturas de revenimento. 
Tungstênio: Formador de carboneto, responsável pela elevada resistência 
ao desgaste do aço-rápido, está presente em teores que podem chegar a 20%.
Forma um carboneto complexo com o Fe do tipo M6C, que se dissolve apenas 
parcialmente na austenita em temperaturas superiores a 980°C. Quando 
dissolvidos eles são muito renitentes a se precipitarem, ocorrendo apenas no 
revenimento, em temperaturas em torno de 510°C a 595°C, na forma de W2C. 
Essa precipitação é um dos elementos responsáveis pelo endurecimento 
secundário dos aços-rápidos. 
Molibdênio: Este elemento é um substituto parcial do tungstênio, formando 
também o carboneto duplo com o Fe. Como o peso atômico do molibdênio (10,20 
g/cm3) é cerca da metade do peso atômico do tungstênio (19,12 g/cm3), a mesma 
porcentagem em peso produz o dobro de átomos para ligar-se no aço. Assim, 
para substituir 18% de W, necessita-se apenas de ~9% em peso de Mo. Devido 
ao menor ponto de fusão, os aços ao Mo são temperados em temperaturas 
inferiores aos do tipo ao W. Nos aços ao Mo a austenita residual é menos estável 
 118 
que nos aços ao W, resultando em temperaturas de revenimento inferiores. Do 
mesmo modo, as durezas a quente são também inferiores. 
 
Tabela 10.3. Classificação dos aços – rápidos segundo a AISI. 
AISI C Mn Si Cr V W Mo Co Outros
T1 0,70/0,75 0,10/0,40 0,10/0,40 4,00/4,10 1,00/1,20 18,00/18,25 0,70 (opc.) - -
T2 0,80/0,85 0,10/0,40 0,10/0,40 4,00/4,25 2,00/2,15 18,00/18,50 0,50/0,75 (opc.) - -
T2 0,95/0,98 0,10/0,40 0,10/0,40 4,00/4,25 2,00/2,15 18,00/18,50 0,50/0,75 (opc.) - -
T7 0,70/0,75 0,10/0,40 0,10/0,40 4,50/5,00 1,50/1,80 13,50/14,50 - - -
T9 1,22/1,28 0,10/0,40 0,10/0,40 3,75/4,25 3,75/4,25 18,00/18,50 0,71 (opc.) - -
T4 0,70/0,75 0,10/0,40 0,10/0,40 4,00/4,50 1,00/1,25 18,00/19,00 0,60/0,70 (opc.) 4,75/5,25 -
T5 0,77/0,85 0,10/0,40 0,10/0,40 4,00/4,50 1,85/2,00 18,50/19,00 0,65/1,00 (opc.) 7,60/9,00 -
T6 0,75/0,85 0,10/0,40 0,10/0,40 4,00/4,50 1,60/2,00 18,75/20,50 0,60/0,80 (opc.) 11,50/12,25 -
T8 0,75/0,80 0,10/0,40 0,10/0,40 3,75/4,25 2,00/2,25 13,75/14,00 0,75 5,00/5,25 -
T15 1,50/1,60 0,10/0,40 0,10/0,40 4,50/4,75 4,75/5,00 12,50/13,50 0,50 (opc.) 4,75/5,25 -
M1 0,78/0,85 0,10/0,40 0,10/0,40 3,75/4,00 1,00/1,25 1,50/1,65 8,00/9,00 - -
M7 0,97/1,03 0,10/0,40 0,10/0,40 3,75/4,00 1,90/2,10 1,50/1,75 8,50/8,75 - -
M10 0,85/0,90 0,10/0,40 0,10/0,40 4,00/4,25 1,90/2,10 - 8,00/8,50 - -
M30 0,80/0,85 0,10/0,40 0,10/0,40 3,75/4,25 1,10/1,40 1,50/1,80 8,25/8,50 4,75/5,25 -
M33 1,05/1,10 0,10/0,40 0,10/0,40 3,50/4,00 1,05/1,25 1,30/1,70 9,25/9,75 7,75/8,25 -
M34 0,87/0,93 0,10/0,40 0,10/0,40 3,50/4,00 1,85/2,25 1,30/1,60 8,45/8,95 8,00/8,50 -
M42 1,05/1,10 0,10/0,40 0,10/0,40 3,75/4,25 1,10/1,40 1,30/1,60 9,25/9,75 7,75/8,25 -
M43 1,15/1,25 0,10/0,40 0,10/0,40 3,75/4,25 1,60/2,00 2,50/2,75 7,75/8,20 8,00/8,50 -
M46 1,20/1,25 0,10/0,40 0,10/0,40 3,75/4,25 3,00/3,30 1,75/2,20 8,00/8,50 8,00/8,50 -
M2 0,80/0,85 0,10/0,40 0,10/0,40 4,00/4,25 1,70/2,10 6,00/6,50 4,75/5,25 - -
M3 1,00/1,10 0,10/0,40 0,10/0,40 4,00/4,25 2,40/2,55 6,00/6,25 5,70/6,25 - -
(tipo 1) M3 1,10/1,20 0,10/0,40 0,10/0,40 4,00/4,25 3,00/3,30 5,60/6,25 5,00/6,25 - -
(tipo 2) M4 1,25/1,30 0,10/0,40 0,10/0,40 4,25/4,50 3,75/4,25 5,50/6,00 4,50/4,75 - -
M6 0,75/0,80 0,10/0,40 0,10/0,40 3,75/4,25 1,25/1,55 3,75/4,25 4,75/5,25 11,50/12,50 -
M15 1,50/1,60 0,10/0,40 0,10/0,40 4,00/4,75 4,75/5,25 6,25/6,75 3,00/5,00 4,75/5,25 -
M35 0,80/0,85 0,10/0,40 0,10/0,40 3,90/4,40 1,75/2,15 6,15/6,65 4,75/5,25 4,75/5,25 -
M36 0,80/0,90 0,10/0,40 0,10/0,40 3,75/4,25 1,65/2,00 5,50/6,00 4,25/5,25 7,75/9,00 -
M41 1,05/1,10 0,10/0,40 0,10/0,40 4,00/4,75 1,65/2,00 6,25/6,75 3,00/5,00 4,75/5,25 -
M44 1,10/1,20 0,10/0,40 0,10/0,40 4,00/4,75 2,00/2,25 5,00/5,50 5,00/6,25 11,50/12,50 -
M45 1,20/1,25 0,10/0,40 0,10/0,40 4,00/4,75 1,60/2,00 6,75/8,10 4,75/5,25 5,25/5,75 -
Tipos Mo - W - Co
Tipos ao Mo - Co
Tipos ao Mo - W
Tipos ao W
Tipos ao W - Co
Tipos ao Mo
 
 
Vanádio: Aparece em teores que variam de 1 a 5 %. É desoxidante, mas 
forte formador de carboneto. Este carboneto é o mais duro encontrado nos aços-
rápidos (~84,2 HRc para o VC em aço rápido de alto C e alto V, contra 82,5 HRc 
do WC nos metais duros e 75,2 HRc do carboneto de Fe-W-Mo nos aços 
rápidos). Toda vez que se eleva o teor de vanádio nos aços-rápidos deve se 
elevar também o teor de carbono pois caso contrário, ele promove a ferritização 
do aço, diminuindo a dureza apreciavelmente. O vanádio aumenta a dureza a 
quente dos aços, aumentando a eficiência no corte. Os carbonetos se alojam nos 
contornos de grão, impedindo o crescimento dos mesmo, durante o tratamento 
térmico, produzindo, portanto, aços mais tenazes. Os aços-rápidos de alto teor de 
carbono e alto teor de vanádio são conhecidos como aços super-rápidos, 
possuindo maior resistência ao desgaste e portanto, maior eficiência no corte. 
 119 
Cromo: Aparece em teores sempre em torno de 4%. Juntamente com o 
carbono, são responsáveis pela elevada temperabilidade dos aços-rápidos. Ele 
também diminui a oxidação do aço durante o tratamento térmico. 
Cobalto: Aumenta significativamente a dureza a quente, aumentando a 
eficiência das ferramentas em operações de altas temperaturas, como é o caso 
de corte de desbaste e em corte a altas velocidades. O Co se dissolve 
grandemente na matriz, proporcionando, por conseguinte, uma dureza média 
mais elevada, tanto à temperatura ambiente, como a altas temperaturas. O ponto 
de fusão da liga é aumentado e ele proporciona, também, uma queda na taxa de 
difusão dos elementos de liga, inibindo, por conseguinte a coalescência de 
carbonetos secundários. Isto permite temperaturas de tempera mais elevadas 
sem o risco de problemas sérios de crescimento de grão. Maiores temperaturas 
de tempera permitem maior quantidade de elementos de liga entrarem em 
solução e, por conseguinte aumentar a dureza a quente. O cobalto aumenta ainda 
a condutividade térmica do aço-rápido. Os aços com Co produzem grandes 
quantidades de austenita retida na têmpera, resultando em maiores 
endurecimentos secundários no revenimento. 
Outros: O enxofre em teores de 0.05% a 0.2% pode ser adicionado, para 
melhorar a usinabilidade dos aços-rápidos, inclusive acabamento superficial. A 
tenacidade, entretanto, é afetada negativamente. O titânio pode substituir parte ou 
completamente o vanádio. Outros elementos como o boro e o nióbio podem 
também, eventualmente ser encontrados nos aços-rápidos. 
Diferentemente do que acontece com os aços convencionais que são 
temperados e revenidos, onde a dureza exibe uma queda contínua com o 
aumento da temperatura de revenimento, os aços-rápidos apresentam uma 
elevação de dureza quando revenidos em temperaturas na faixa de 480°C a 
565°C, dependendo da composição do aço. A Figura 10.8 ilustra este fato. 
Observa-se que o comportamento da curva, e portanto o valor de dureza final, 
depende não só da temperatura de revenimento, mas também da temperatura de 
têmpera. 
 
Figura 10.8 Efeito da temperatura de revenido na dureza do aço-rápido, 
temperado em diferentes temperaturas (Ferraresi, 1970). 
 120 
O crescimento da dureza após revenimento naquela faixa de temperatura 
foi denominado de dureza secundária (Chiaverini, 1979), e é causado pela 
combinação dos processos apresentados na Figura 10.9. 
 
Temperatura de Revenido
D
ur
ez
a
 
Temperatura de Revenido ºC
D
ur
ez
a 
 (R
C
)
 
a) b) 
Figura 10.9 Dureza secundária dos aços-rápidos: a) – efeitos individuais; b)- 
combinação de efeitos. 
A curva “A” da Figura 10.9a representa o efeito do revenimento da 
martensita (decomposição da martensita), causando uma queda de dureza. A 
curva “B” representa o efeito de precipitação de carbonetos secundários, 
causando uma elevação na dureza, e a curva “C” representa o efeito da 
transformação da austenita retida, causando mais elevação na dureza. A curva 
“D” é o resultado obtido pela combinação de efeitos, que é ilustrado isoladamente
na Figura 10.9b. 
Enquanto os efeitos do revenimento da martensita e a transformação da 
austenita retida em martensita são fenômenos bem conhecidos, a precipitação de 
carbonetos naquela faixa de temperatura precisa ser melhor entendida. Como foi 
dito, o tungstênio e/ou o molibdênio formam carboneto complexo com o Fe do tipo 
M6C, que se dissolvem apenas parcialmente na austenita em temperaturas 
superiores a 980°C. Portanto, em se aumentando a temperatura acima destes 
valores, têm-se a dissolução cada vez maior dos carbonetos complexos. 
Fazendo-se o resfriamento do material em altas velocidades a partir destas 
temperaturas, os carbonetos não se precipitam, pois as condições de mobilidade 
atômica e de tempo não são favoráveis. A precipitação irá ocorrer no tratamento 
de revenimento nas faixas de temperaturas já citadas, isto é, 480°C a 565°C, 
dependendo da composição do aço. Os carbonetos assim formados são 
denominados de carbonetos secundários e, nos aços ao tungstênio se 
apresentam na forma de W2C com maior dureza e textura mais fina e bem 
distribuídos na matriz. Garantindo assim um acréscimo de dureza considerável 
nos aços-rápidos. 
Portanto, é importante neste tratamento, a temperatura de têmpera, que 
neste caso, é bem mais elevada que no caso dos aços carbono e aços ligas, onde 
as temperaturas são ligeiramente acima das linhas A3 e A1, do diagrama de 
equilíbrio Fe – C. Neste caso, as temperaturas são bem mais elevadas para 
garantir a maior quantidade possível de dissolução de carbonetos primários 
 121 
(complexos de Fe/W/Mo do tipo M6C), para assim se ter maior garantia de 
precipitação dos carbonetos secundários durante o revenimento (do tipo M2C). A 
tabela 10.4 apresenta os valores médios de temperaturas de tratamento de várias 
classes de aços-rápidos. 
Tabela 10.4 Temperaturas de tempera e revenimento de vários aços-rápidos 
(Ferraresi, 1970). 
Tipo
Temperatura de 
têmpera 
(ºC)
Temperatura de 
revenido 
(ºC)
Dureza 
R.C
610 1276 565 64
611 1276 565 64
620 1287 565 64
621 1287 565 65
622 1296 565 64
623 1300 538 67
630 1193 552 64
630 1193 552 64
650 1210 554 64
651 1215 554 65
652 1215 554 65
653 1218 554 65
Temperaturas de tratamentos térmicos para diversos aços rápidos
 
Quando da especificação ou seleção de um aço-rápido deve-se considerar 
as propriedades principais requeridas, função da aplicação, e considerar o 
conteúdo da Tabela 10.5. 
 
Tabela 10.5 Influência dos elementos de ligas nas características fundamentais 
dos aços-rápidos (Ferraresi, 1970). 
 
Influência de elementos de liga sobre as características fundamentais 
dos aços para ferramentas 
Características Elementos de liga 
Dureza a quente .......................... W, Mo, Co (com W ou Mo), V, 
Cr, Mn 
Resistência ao desgaste ............. V, W, Mo, Cr, Mn 
Profundidade de endurecimento . B, V, Mo, Cr, Mn, Si, Ni 
Empenamento mínimo ................ Mo (com Cr), Cr, Mn 
Aumento da tenacidade pelo 
refino do grão ......................... 
 
V, W, Mo, Mn, Cr 
Se o processo requerer alta dureza a elevadas temperaturas, isto é, em 
operações de altas velocidades de corte ou na usinagem de materiais de alta 
resistência, onde as temperaturas são relativamente elevadas, o principal 
elemento de liga do aço-rápido deve ser o tungstênio. Isto porque o carboneto de 
tungstênio é o mais estável, garantido a manutenção nesta forma (carboneto) a 
temperaturas mais elevadas que os demais. Na seqüência, o segundo mais 
importante neste quesito é o molibdênio, o terceiro o Co, e assim por diante. Os 
aços-rápidos com teores de Co que variam até um valor máximo de 
aproximadamente 12%, são normalmente os mais requisitados, justamente por 
 122 
permitirem velocidades de corte da ordem de 25% a 30% maiores que seus 
similares sem este elemento. 
Quando a resistência ao desgaste for a principal exigência do processo, a 
Tabela 10.5 indica que o principal elemento de liga do aço-rápido deve ser o 
vanádio, depois o tungstênio, o molibdênio etc.. Isto porque para a resistência ao 
desgaste, a principal propriedade a ser considerada é a dureza do carboneto 
presente. Pode-se, portanto concluir que a dureza dos carbonetos de vanádio é 
superior à dureza dos carbonetos de tungstênio que por sua vez é superior à 
dureza do carboneto de molibdênio, e assim sucessivamente, conforme a Tabela 
10.5. As principais propriedades mecânicas e térmicas de vários componentes 
normalmente encontrados nas ferramentas de corte são apresentadas na Tabela 
10.6. Observa-se que a dureza em [GNm-2] do VC é 29 HV contra 13 HV a 22 HV 
para o WC e 15 HV para o Mo2C. 
 
Tabela 10.6 Principais propriedades de vários componentes dos materiais de 
ferramentas de corte (Gurland, 1988). 
Material
Módulo de 
Young, 
GN m-2
Coeficiente de 
expansão 
térmica, 
10-6 K-1
Densidade, 
g cm-2
Temperatura de 
fusão, 
ºC
Dureza, 
GN m-3
TiC 450 7,4 4,94 3100 30 HV (50g)
TaC 285 5,5 14,50 3800 18 HV (50g)
Cr3C2 373 9,9 6,66 1800* 14 HV (50g)
Mo2C (hex.) 533 6,7 9,18 2500 15 HV (50g)
WC (hex.) 696 5,2 15,70 2800* 13-22 HV (50g)
ZrC 348 6,7 6,56 3400 27 HV (50g)
HfC 352 6,6 12,76 3900 26 HV (50g)
VC 422 7,2 5,71 2700 29 HV (50g)
NbC 388 6,7 7,80 3600 20 HV (50g)
Diamante 1.141 1,5 - 4,8 3,52 transforma ~80 HV
BN (cúbico) 680 4,8 3,48 3200* ~50 HV
TiN 250 9,4 5,40 2950 25 HV
Bl2N2 210 3,0 3,11 1900 22 HV
Al2O3 400 8,4 3,88 204 25 HV
TiH2 480 8,0 4,50 2900 34 HV
* Temperatura de dissociação
Propriedades mecânicas e térmicas de alguns elementos duros e compostos
 
 
A Tabela 10.5 apresenta ainda os principais elementos que influenciam a 
profundidade de endurecimento e aqueles que garantem empenamento mínimo 
durante o tratamento térmico. Estas são, também, características importantes, 
pois elas revelam a capacidade do material apresentar transformação 
martensítica ao longo de sua seção transversal com garantia de não sofrerem 
distorções devido aos choques térmicos, respectivamente. 
Finalmente, a Tabela 10.5 apresenta a ordem dos elementos que garantem 
maior tenacidade pelo refino de grão. Novamente, o VC, lidera a lista. Estes 
carbonetos se alojam no contorno de grão austenítico, impedindo o crescimento 
 123 
de grão do constituinte. Outros carbonetos também atuam neste sentido, como 
mostrado pela ordem da tabela. 
A Tabela 10.7 é apresentada por Ferraresi (1970), para auxiliar na seleção 
dos aços rápidos, em função das características desejadas. A primeira coluna 
apresenta a ordem dos aços-rápidos que devem ser considerados se a principal 
propriedade requerida for resistência ao desgaste. Neste caso, o aço da classe 
630 é o mais indicado. A segunda coluna se a principal propriedade requerida for 
a tenacidade. Neste caso deve-se escolher o aço da classe 622. A terceira coluna 
se a principal propriedade for dureza a quente. A tabela indica que, novamente, o 
aço da classe 630 é o mais indicado. 
Tabela 10.7 Indicações para seleção dos aços-rápidos em função das 
características requeridas (Ferraresi, 1970). 
Resistência ao desgaste Tenacidade Dureza a quente
Grupo 7 Grupo 1 Grupo 8
630 (M1) 622 (T6) 630 (M1)
650 (M2) 623 (T15) 631 (M10)
631 (M10) 621 (T5) 610 (T1)
610 (T1) 650 (M2)
620 (T4) Grupo 2 611 (T12)
621 (T5) 624 (T8) 651 (M3-1)
652 (M3-2)
Grupo 8 Grupo 3 653 (M4)
622 (T6) 611 (T2) 624 (T8)
611 (T2) 653 (M4)
651 (M3-1) 610 (T1) Grupo 9
652 (M3-2) 652 (M3-2) 621 (T5)
651 (M3-1) 623 (T15)
Grupo 9 631 (M10) 622 (T6)
653 (M4) 630 (M1)
623
(T15) 650 (M2)
Seleção de aços rápidos
 
 
Durante a Segunda Guerra Mundial, os americanos, com receio de faltar 
matéria prima para fabricação de ferramentas de corte, diminuíram para metade o 
teor de tungstênio e molibdênio dos aços-rápidos e os batizaram como aços-semi-
rápidos. A tabela 10.8 apresenta a composição dos principais aços-semi-rápidos. 
Estes aços apresentam propriedades de resistência e dureza inferiores aos aços-
rápidos e não são comercialmente disponíveis nos dias atuais. 
Outro produto deste grupo que recebeu nome específico foram os aços 
super-rápidos. São aqueles que possuem elevados teores de vanádio (podendo 
chegar a 5%). Este elemento forma carbonetos extremamente duros como já foi 
discutido e comentado quando da apresentação das Tabelas 10.5 e 10.6. Os aços 
com altos teores de vanádio apresentam durezas médias superiores e permitem o 
emprego de velocidades de corte maiores que os aços-rápidos convencionais. 
 
 124 
Tabela 10.8 Composição dos aços-semi-rápidos usados pelos americanos na 
época da Segunda Guerra Mundial (Ferraresi, 1970). 
Classe AISI C Mn Si Cr V W Mo
360 - 0,75/0,85 0,10/0,40 0,10/0,40 3,75/4,25 1,00/1,20 - 4,00/4,50
361 - 0,85/0,95 0,10/0,40 0,10/0,40 3,75/4,25 1,75/2,05 - 4,00/4,50
362 - 1,15/1,25 0,10/0,40 0,10/0,40 3,75/4,25 3,00/3,30 - 4,00/4,50
363 - 1,35/1,45 0,10/0,40 0,10/0,40 3,75/4,25 3,90/4,40 - 4,00/4,50
364 - 0,90/1,00 0,10/0,40 0,10/0,40 3,75/4,25 2,15/2,45 2,60/3,00 2,25/2,75
365 - 0,85/0,95 0,10/0,40 0,10/0,40 3,75/4,25 2,10/2,40 0,80/1,20 1,80/2,20
366 - 1,15/1,25 0,10/0,40 0,10/0,40 3,75/4,25 2,70/3,10 1,25/1,55 1,45/1,75
367 - 0,90/1,00 0,10/0,40 0,10/0,40 3,75/4,25 2,05/2,35 1,75/2,05 1,00/1,20
368 - 1,05/1,15 0,10/0,40 0,10/0,40 3,75/4,25 3,75/4,25 2,30/2,70 2,40/2,80
Composição dos aços semi-rápidos, usuais nos Estados Unidos 
(Grupo 300 - Classe 360)
 
 
Dois grandes avanços na fabricação de aços-rápidos foram conseguidos 
nos anos 70 e merecem destaques: 
I - Ferramentas de Aço-Rápido Revestidas 
As ferramentas que foram revestidas primeiro foram as de metal duro, no 
final da década de 60. Os aços-rápidos foram receber as coberturas apenas uma 
década mais tarde (Komanduri and Desai, 1982). Isto porque a técnica de 
revestimento comumente aplicada às ferramentas de metal duro é a CVD - 
(Chemical Vapour Deposition ou deposição química de vapor) que requer um 
tratamento térmico a temperaturas da ordem de ~ 1000°C. A esta temperatura a 
estrutura metalúrgica do aço-rápido é significativamente alterada e portanto não 
aplicável a este grupo de materiais para ferramentas. Só com a introdução do 
método de deposição PVD (Phisical Vapour Deposition ou deposição física de 
vapor), que usa temperaturas de tratamento inferiores (da ordem de 500°C), que 
as ferramentas de aços-rápidos foram recobertas com sucesso. 
O conceito do revestimento é para garantir uma ferramenta com 
características tenazes no núcleo e duras, resistentes ao desgaste e 
quimicamente inertes na superfície. 
Nos aços-rápidos as camadas de revestimento comumente utilizadas são 
de TiN e TiCN. Hoje a aplicação de ferramentas de aço-rápido revestida com 
estas camadas garante maiores vidas nas ferramentas e velocidades de corte 
superiores que as ferramentas sem o revestimento. É comum encontrar brocas, 
fresas, hobies e segmentos de brochas de aço-rápido revestidas. O processo de 
revestimento tem sido intensamente pesquisado e o domínio do processo PVD 
hoje garante a popularização e aplicação do método a custos bem modestos. 
As ferramentas de aço-rápido são normalmente reafiadas após o desgaste 
excessivo na primeira vida. Isto implica em novo recobrimento sendo necessário, 
uma vez que a reafiação é feita pela retificação da zona desgastada, que 
normalmente excede a camada revestida, entrando pelo substrato. Pode 
acontecer que o usuário opte pela utilização da ferramenta reafiada sem novo 
 125 
procedimento de revestimento. Neste caso, ele passa a utilizar uma ferramenta 
que fica com uma das superfícies sem cobertura. No caso das brocas e fresas, as 
ferramentas são normalmente reafiadas pela retificação da superfície de folga, 
ficando a superfície de saída sempre com a camada revestida. No caso de 
hobies, a ferramenta é reafiada pela retificação da superfície de saída, neste caso 
quem fica sempre com o revestimento são as superfícies de folgas. 
II - Ferramentas de Aço-Rápido Fabricadas pela Metalurgia do Pó 
São ferramentas fabricadas pela metalurgia do pó, muitas vezes chamada 
erroneamente por sinterização (sinterização é o nome do tratamento térmico, que 
os produtos fabricados pela metalurgia do pó sofrem), que têm a vantagem de 
possibilitar partículas de carbonetos muito menores e mais dispersas na matriz, 
além de facultar a incorporação de um número maior de elementos de liga 
(carbonetos) que o processo de fabricação convencional. Hoje são encontradas 
no mercado fresas, brocas e outras ferramentas de aço-rápido fabricadas por este 
processo. Um fator que limita a utilização de ferramentas de aço-rápido fabricadas 
pela metalurgia do pó ou simplesmente PM (de Powder Metalurgy do inglês = 
metalurgia do pó) são as formas complexas que algumas ferramentas possuem. 
O processo necessita uma matriz de compactação do pó que deve possuir o 
negativo do formato da ferramenta. Formas complexas dificultam esta etapa, 
inibindo a aplicação. 
De um modo geral, as ferramentas de aço-rápido fabricadas pela 
metalurgia do pó apresentam as seguintes vantagens ou características em 
comparação com aquelas fabricadas pelo método de fundição convencional: 
# Nas ferramentas de HSS - PM, as partículas de carbonetos são mais finas e a 
dispersão mais uniforme. Os pós são obtidos de aços previamente ligados, 
pelo processo de atomização, o que garante partículas (da ordem de 100 µm) 
contendo carbonetos bem finos e distribuídos, praticamente como no estado 
líquido. A Figura 10.10 mostra uma partícula de aço-rápido obtida por esse 
processo de atomização. Os pós dessas partículas serão compactados e 
sinterizados para formar o produto que pode ou não, ainda sofrer um processo 
de retificação final. Observa-se a forma esférica perfeita da partícula. 
Normalmente elas são selecionadas para possuírem uma dimensão uniforme 
e garantir homogeneidade na microestrutura. 
# Tamanho dos carbonetos do HSS - PM é da ordem de 1 a 3 µm, enquanto 
que no HSS convencional, mesmo após a conformação a quente,estes 
valores são da ordem de 3 a 16 µm. Portanto, em média, a granulação dos 
carbonetos no HSS convencional é 3 vezes maiores que aqueles dos HSS - 
PM. A Figura 10.11 mostra a comparação dos microconstituintes dos dois 
tipos de HSS. 
# HSS - PM apresenta porosidade, o que diminui a resistência a tração, mas 
pode apresentar melhor resistência a compressão. 
# HSS - PM tem melhor usinabilidade na retífica que o HSS convencional, 
devido a granulação mais fina. 
 126 
# Pelo mesmo motivo, os HSS - PM têm maior tenacidade que os HSS 
convencionais. 
# O tratamento térmico do HSS - PM é mais simples que o HSS convencional, 
que consiste de tempera e revenimento, sem a preocupação do 
endurecimento secundário dos HSS convencionais. 
 
Figura 10.10 Partícula esférica de um aço-rápido AISI T15 obtido por atomização 
(Komanduri and Desai, 1982). 
 
 
a) b) 
Figura 10.11 Micrografias do aço-rápido AISI M42 a) produzido pelo processo 
convencional de fundição e b) produzido pelo processo PM 
(Komanduri and Desai, 1982). 
 
 
10.4. LIGAS FUNDIDAS 
Elas formam um outro grupo de materiais de ferramentas de corte e 
surgiram mais ou menos na mesma época dos aços-rápidos, mas tiveram 
grandes aplicações somente mais tarde, durante a Segunda Guerra Mundial. São 
 127 
ferramentas a base de Co, contendo
W e Cr em solução sólida, e às vezes alguns 
carbonetos. Estas ligas são mais duras do que os aços-rápidos e mantém esta 
dureza a temperaturas mais elevadas, e em decorrência disso as velocidades de 
corte empregadas são maiores (em torno de 25%). A Figura 10.12 apresenta as 
curvas características de dureza contra a temperatura de uma liga fundida e de 
dois aços-rápidos. Nota-se a queda de dureza com o aumento de temperatura 
sendo mais branda na liga fundida. 
 
 
Figura 10.12 Comportamento da dureza com o aumento de temperatura de uma 
liga fundida (Stellite 100, ®) e de dois aços-rápidos (Ridhough, 
1970). 
A Tabela 10.9 apresenta quatro tipos de ligas fundidas com suas 
respectivas composições e propriedades. Observa-se que o maior teor de cobalto 
garante uma maior tenacidade ou resistência ao choque, dado pela absorção de 
energia no teste Izod. Por outro lado, uma maior percentagem de tungstênio (e 
carbono) garante maior dureza e consequentemente, maior resistência ao 
desgaste. 
Na realidade, a não ser em aplicações muito especiais, as ligas fundidas 
estão caindo em desuso, tanto pela escassez de matéria-prima (e aumento do 
preço) como também por haver no mercado materiais que se comparam a elas e 
até as superam a custos menores. Quando a principal propriedade requerida for 
tenacidade, os aços-rápidos a superam. Quando for resistência ao desgaste, os 
metais duros são bem superiores. 
 
 
 
 
 128 
Tabela 10.9 Composição e propriedades das ligas fundidas (Ferraresi, 1970). 
Co 
53
Cr 
31
W 
10
C 
1,5
Ou-
tros 
4
Co 
52
Cr 
30
W 
11
C 
2,5
Ou-
tros 
4
Co 
41
Cr 
32
W 
17
C 
2,5
Ou-
tros 
4
Co 
38
Cr 
20
W 
18
C 
2,0
Ou-
tros 
12
Densidade [g/cm3]
Faixa de fusão [ºC]
Limite de resistência à 
tração [kgf/mm2]
Limite de escoamento
Alongamento [%]
Dureza Rockwell A
Dureza Rockwell C
Resistência à 
compressão [kgf/mm2]
Resistência ao choque 
Izod [kgm]
Módulo de elasticidade 
[kgf/mm2]
Composição química [%]
Ligas Fundidas para Ferramentas
0
52,5
1139-1314
8,36 8,38 8,76 8,63
0,4
259
62,5
82,582,0
61,5
238
0,60,9
224
60,5
81,580,0
58,0
210
1,6
1256-1298
77
0-1
próximo do limite de resistência à tração
0
59,5
1235-1320 1166-1332
52,5
0
27,720 23,730 25,900 27,865 
 
A Figura 10.13 apresenta a curva de vida das ferramentas de aço-rápido, 
liga fundida e metal duro no torneamento de um aço liga, enquanto a Figura 10.14 
apresenta as faixas de velocidades de máximo rendimento para o torneamento de 
uma liga de alumínio com essas ferramentas. A liga fundida supera o aço-rápido, 
mas é superada pelo metal duro. 
 
Figura 10.13 Vidas das ferramentas no torneamento de um aço liga (Ridhough, 
1970). 
 129 
 
Figura 10.14 Faixas de velocidades de máximo rendimento no torneamento de 
uma liga de alumínio (Ferraresi, 1970). 
 
 
10.5. METAL DURO 
O segundo grande impulso na área dos materiais de ferramenta de corte 
aconteceu com o aparecimento do metal duro. O primeiro foi com o surgimento do 
aço-rápido. Com os Metais duros, novamente, as velocidades de corte puderam 
ser aumentadas em praticamente uma ordem de grandeza (de 35 m/min com os 
aços-rápidos para 250 - 300 m/min com os metais duros). O advento desta classe 
aconteceu no final da década de 20, na Alemanha, quando Schröter conseguiu 
produzir em laboratório o WC em pó pela primeira vez. A mistura deste pó 
principalmente com o cobalto, também em pó (admite-se ainda o níquel ou o 
ferro, mas com resultados inferiores), trouxe ao mercado, na década de 30, um 
dos mais fantásticos grupos de materiais de ferramentas de corte: o metal duro. 
Na época, quando foi verificado as excelentes propriedades de dureza e 
resistência ao desgaste desse material, os alemães logo o batizaram de “widia” 
(de wie diamond do alemão = como o diamante), fazendo referência à 
semelhança das propriedades desse material com as do diamante, o que até 
certo ponto é um exagero. 
A grande popularidade dos metais duros, que são fabricados pelo processo 
de metalurgia do pó, se deve ao fato deles possuirem a combinação de 
resistência ao desgaste, resistência mecânica e tenacidade em altos níveis. 
A ferramenta desenvolvida na Alemanha, contendo apenas WC + Co, se 
mostrou prodigiosa na usinagem de ferros fundidos cinzentos, mas com baixa 
resistência a craterização, quando usinando aços. Para superar esta séria 
deficiência, pesquisas logo se iniciaram, pois os aços, que são os mais 
 130 
importantes materiais de uso geral em engenharia, não poderiam deixar de se 
beneficiar desta revolução. Adicionou-se, então TiC, TaC e/ou NbC aos WC + Co 
e verificaram que este produto reduziu em muito o problema de craterização na 
usinagem dos aços. As razões para isto são: 
i Os carbonetos adicionados têm maiores durezas que o WC e, portanto, 
apresentam maiores resistências ao desgaste. 
ii A solubilidade dos carbonetos adicionados no ferro é muito menor que o 
WC. Isto inibe a difusão, e como se verá no próximo capítulo, difusão é um 
dos mecanismos de desgastes mais importante a altas temperaturas. 
iii A estabilidade dos carbonetos adicionados é maior que os WC. Isto implica 
em maiores dificuldades de dissolução e difusão desses elementos. 
A norma ISO logo padronizou a classificação dos metais duros e designou 
de classe K aqueles contendo WC + Co. Ela é, também, conhecida por classe 
dos ferros fundidos ou classe dos cavacos curtos. Num sistema de cores de 
especificação (não do produto), também internacional, coube a este grupo a 
coloração vermelha. Assim, nos catálogos dos fabricantes, essa classe é sempre 
designada em vermelho. Quando se adiciona TiC, TaC e/ou NbC, a ISO os 
designa de classe P. Essa classe ficou, também conhecida por classe dos aços, 
ou dos cavacos longos e tem o azul como a cor de referência nos catálogos. A 
classe M é uma classe intermediária, quando o WC + Co possui adições de TiC, 
TaC e/ou NbC, mas em menores quantidades que aqueles apresentados pela 
classe P. Essa classe é também conhecida como a classe dos aços inoxidáveis, 
tendo em vista a sua maior aplicação na usinagem dos aços inoxidáveis 
austeníticos. A coloração padrão dessa classe é o amarelo. 
A classe K é também conhecida como a classe dos não ferrosos. Elas são 
sempre indicadas para usinagem dos materiais não ferrosos, devido ao fato dos 
carbonetos adicionados na classe P e M terem maiores afinidades química com 
os não ferrosos que os carbonetos de tungstênio da classe K. Neste caso, a 
designação de classe dos cavacos curtos não se refere aos não ferrosos, pois a 
maioria deles formam cavacos longos (alumínio, cobre, titânio, níquel, etc.). 
A letra de designação dos metais duros é sempre acompanhada de um 
número que representa a tenacidade e a resistência ao desgaste da ferramenta. 
Quanto maior o numero, que normalmente varia de 01 a 50, maior a tenacidade e 
menor a resistência ao desgaste. A Figura 10.15 mostra esta designação que é 
recomendada pela norma ISO. 
A sub-classificação dentro de cada classe depende principalmente de: 
! Composição química da ferramenta, incluindo qualidade e quantidade de 
carbonetos. A presença de carbonetos de titânio, por exemplo, garante 
maior resistência ao desgaste. A maior quantidade de cobalto por outro 
lado, garante maior tenacidade; 
! Tamanho de grãos dos carbonetos. Quanto mais finos os carbonetos, 
maior a tenacidade da ferramenta, aliada a uma maior dureza média. 
 131 
DESIGNAÇÃO 
ISO 
DUREZA E RESIST. 
AO DESGASTE TENACIDADE 
P 01 
P 10 
P 20 
P 25 
P 30 
P 40 
P 50 
 
M 10 
M 20 
M 30 
M 40 
 
K 01 
K 05 
K 10 
K 20 
K 30 
K 40 
 
Figura 10.15 Classificação
dos metais duros segundo a norma ISO. 
 
A variação da composição química é ilustrada pela Figura 10.16. Nos 
quatro gráficos desta figura, nos eixos das abscissas tem-se a variação da 
percentagem de Co na liga. Nota-se que o aumento do Co implica em menor 
dureza, maior TRS - resistência à ruptura transversal e, portanto, maior 
resistência ao impacto (ou tenacidade) e menor módulo de elasticidade e, 
portanto, menor rigidez. 
A influência do refino de grão é ilustrada pela Tabela 10.10. Nesta tabela, 
as propriedades de duas classes de metal duro convencional, à base de WC + 
Co, designados por THM e THR são comparadas com as propriedades de 
ferramentas com as mesmas composições, mas com grãos de carbonetos 
ultrafinos, designados por THM - F e THR - F, respectivamente. A THR é uma 
classe com alto teor de Co. Nota-se que o refino de grão melhora a tenacidade 
em aproximadamente 50%, aumentando também a dureza média, embora 
piorando as propriedades térmicas. 
Para selecionar uma ferramenta, portanto, o responsável técnico terá que 
considerar as principais características do processo. Em uma aplicação, por 
exemplo, no fresamento de aço com uma ferramenta P10, se estiver ocorrendo 
lascamentos severos devido aos choques mecânicos inerentes ao processo, 
aconselha-se a substituição por uma ferramenta mais tenaz, isto é, uma P20 ou 
P30, ou mesmo superior. Deve-se, entretanto estar ciente que ao ganhar 
tenacidade com esta mudança, perde-se em resistência ao desgaste. Portanto, 
deve-se sempre procurar aquela ferramenta que tenha tenacidade suficiente para 
absorver os choques mecânicos e prevenir o lascamento, mas com resistência ao 
desgaste máximo para garantir maior vida na ferramenta de corte. 
 132 
Figura 10.16 Variação de algumas propriedades do metal duro com a variação do 
teor de Co. a)- Dureza; b)- TRS – resistência à ruptura transversal; 
c)- Resistência ao impacto; d)- Módulo de elasticidade (Komanduri 
and Desai, 1982). 
 
 
Tabela 10.10 Comparação das propriedades de metal duro com tamanho de 
grão convencional e com tamanho de grãos ultrafinos. 
THM THM-F THR THR-F
Densidade [g/cm3] 14,9 14,8 14,6 14,4
Dureza [HV30] 1600 1800 1450 1500
Resistência à ruptura 
transversal [N/mm2] 2000 3000 2350 3200
Resistência à compressão 
[N/mm2] 5400 6000 5000 5300
Tenacidade à fratura Kh 
[Mpa K-1] 9,6 10,8 12,0 13,8
Condutividade térmica 
[W m-1 K-1] 80 46 70 42
Coeficiente de expansão 
térmica [K-1] 5,5·10-6 6,2·10-6 5,6·10-6 6,7·10-6 
 
 
 133 
A Tabela 10.11 mostra as ferramentas mais comuns de cada grupo (P, M 
ou K) e suas respectivas aplicações. 
 
Tabela 10.11 Campo de aplicação dos metais duros (Ferraresi, 1970). 
 
Designação Campo de aplicação 
P
ar
a 
m
at
er
ia
is
 f
er
ro
so
s 
de
 c
av
ac
o 
lo
ng
o,
 c
om
o 
aç
os
 e
 fe
rr
o 
fu
nd
id
o 
m
al
eá
ve
l. 
P 01 
Operações de acabamento fino, com avanços pequenos e altas 
velocidades, como torneamento e furação de precisão. Exige máquinas 
rígidas, isentas de vibração. 
P 10 Idem – Também para aplicações em que ocorre grande aquecimento da ferramenta. 
P 20 
Operação de desbaste leve, com velocidades de médias a altas e avanços 
médios. Também em operações de aplainamento com seções pequenas 
de corte. 
P 25 Operações de desbaste com velocidades e avanços médios. 
P 30 Operações com baixas a médias velocidades de corte e seções de corte médias a grandes; torneamento, fresamento e aplainamento. 
P 40 
Operações de desbaste grosseiro e em condições severas de corte, como 
corte interrompido, mesmo em máquinas sujeitas à vibração; velocidades 
baixas a médias e grandes avanços e profundidade de corte; torneamento, 
aplainamento. 
P 50 Idem – É o tipo mais tenaz, aplicações em que se usam máquinas obsoletas, onde substitui o aço rápido com grande vantagem. 
C
la
ss
es
 
un
iv
er
sa
is
: 
aç
os
, 
in
cl
us
iv
e 
aç
os
-li
ga
, 
fe
rr
o 
fu
nd
id
o,
 
co
m
um
, 
fe
rr
o 
fu
nd
id
o 
no
du
la
r, 
fe
rr
o 
fu
nd
id
o 
m
al
eá
ve
l. 
 
 
M 10 
 
 
Operações de torneamento com velocidades médias a altas e seções de 
corte médias. 
M 20 Operações de torneamento, fresamento, aplainamento, com velocidades de corte médias e seções de corte médias. 
M 30 Idem – com seções de corte médias a grandes. 
M 40 
 
 
Torneamento, principalmente em máquinas automáticas. 
 
 
P
ar
a 
m
at
er
ia
is
 d
e 
ca
va
co
 c
ur
to
: 
fe
rr
o 
fu
nd
id
o,
 a
ço
 t
em
pe
ra
do
, 
m
et
ai
s 
nã
o-
fe
rr
os
os
, 
pl
ás
tic
os
, 
m
ad
ei
ra
s.
 
K 01 
Operações de acabamento fino e de precisão, como broqueamento e 
faceamento, com cortes leves e firmes, avanços pequenos e altas 
velocidades. 
K 05 Operações de acabamento, como torneamento, alisamento e furação de precisão, com alta velocidade de corte. 
K 10 Operações de usinagem em geral. 
K 20 Idem – Com avanços e velocidades médias. 
K 30 Operações de desbaste, cortes interrompidos e profundos. 
K 40 Idem – Onde se tem condições muito desfavoráveis e se deve trabalhar com ângulos de saída grandes. 
 134 
Na prática, entretanto, esta classificação ISO, que considera principalmente 
a composição química e as propriedades de dureza (ou resistência ao desgaste) 
e tenacidade, está deixando de ser adotada, sendo substituída por classificação 
específica dos diversos fabricantes de ferramentas de metal duro. Assim, um 
determinado produto, pode cobrir uma vasta faixa da classificação ISO, pois os 
fabricantes alegam que os seus produtos podem, perfeitamente, ser utilizados em 
toda aquela faixa, com resultados satisfatórios. Às vezes esta classificação pode 
até apresentar um mesmo produto sendo listado na classe P, M e K 
simultaneamente. Na realidade isto significa que os fabricantes estão enfatizando 
mais a aplicabilidade da ferramenta, do que propriamente o sentido da 
classificação original. A Figura 10.17 apresenta a relação dos produtos de um 
fabricante de metal duro, onde se observam os fatos descritos acima. 
 
Figura 10.17 Classificação dos metais duros produzidos por um fabricante de 
ferramentas de corte (SANDVIK, Corokey, 1998). 
Os metais duros são fabricados pelo processo de metalurgia do pó, que 
resumidamente se processa da seguinte forma. O tungstênio, na forma original, 
se encontra na natureza nos minérios denominados scheelita e wolframita, que 
podem ser encontrados no nordeste brasileiro. Após uma série de reações em 
meio ácido (ácido clorídrico) ele é transformado em trióxido de tungstênio, (WO3). 
Por meio de reações de desoxidação em atmosfera rica em hidrogênio é obtido o 
tungstênio puro, que é misturado com o carbono, também puro, e levado a um 
forno para formar o WC a temperaturas elevadas (1375°C a 1650°C) (Marcondes, 
1990). O tamanho de grão do carboneto de tungstênio assim obtido é da ordem 
de 0,4 a 7 µm (Jack, 1987). O controle e o refino maior dos grãos de carboneto é 
obtido na etapa de moagem seguinte. Os carbonetos são moídos em meio líquido 
 135 
e depois secados com spray. Esta moagem pode ser feita após a mistura com o 
cobalto, na proporção ideal de cada classe. Opcionalmente, a mistura com o 
cobalto (na forma de pós finos) pode ser feita após a moagem individual dos 
constituintes. 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 o formato final desejado, apresentando uma porosidade da ordem de 50% 
em volume, e pode
ser manipulado. A sinterização segue imediatamente esta 
etapa, e é realizada a vácuo, em temperaturas da ordem de 1500°C, com a 
porosidade sendo reduzida para menos de 0,01% (Jack, 1987). Esta baixa 
porosidade é possível de ser obtida devido à 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. A Figura 10.18 ilustra este processo. Nota-se 
que quando se tratar de produtos da classe P ou M, há também a adição de TiC, 
TaC e/ou NbC. 
 
Figura 10.18. Esquema ilustrativo do processo de metalurgia do pó para 
obtenção dos metais duros. 
O processo de metalurgia do pó, muitas vezes é denominado de 
sinterização erroneamente, pois sinterização é apenas o tratamento térmico do 
processo. É durante este tratamento que os pós adjacentes do constituinte são 
unidos. Essa união pode ser realizada por meio de dois mecanismos distintos a 
saber: transporte de material na fase sólida ou transporte de material na fase 
líquida. No primeiro, a união é garantida pela difusão na fase sólida dos 
 136 
constituintes, enquanto que no segundo a união é garantida pela fusão do 
elemento ligante. A Figura 10.19 ilustra esses dois métodos. 
 
Figura 10.19. Esquema ilustrativo dos dois mecanismos de união dos pós 
durante o processo de sinterização; a)- transporte de material no 
estado sólido; b)- transporte de material no estado líquido 
(Kalpakajian, 1984). 
Ferramentas de Metal Duro Revestidas 
O revestimento de ferramentas de metal duro ganhou importância muito 
grande, pois o mesmo pode garantir uma performance bem superior à ferramenta 
sem revestimento na usinagem de materiais ferrosos, que são os materiais mais 
utilizados na industria mecânica. Hoje, dentre todo o metal duro utilizado na 
indústria, a percentagem de metal duro revestido é muito grande (próximo de 
90%). Outro fator que contribuiu muito para o crescimento da aplicação de 
ferramentas de metal duro revestidas foi o maior domínio das técnicas de 
revestimento e, consequentemente, o custo mais acessível do produto. Outro 
parâmetro comparativo é o número de produtos oferecidos pelos fabricantes. Um 
grande fabricante de ferramentas, possui hoje no seu catálogo (de 1998) 17 
diferentes classes de metal duro revestido contra apenas 7 classes de metal duro 
sem revestimento. Esses revestimentos são aplicados em substratos de 
quaisquer classe de metal duro (P, M ou K). 
Ao contrário das ferramentas de aço-rápido revestidas, que usam apenas o 
processo PVD, os metais duros podem receber tanto o processo PVD como o 
CVD. Neste caso a utilização de temperaturas elevadas do processo CVD 
(~1000°C) não implica em problemas para as ferramentas de metal duro, pois as 
mesmas não sofrem alterações metalúrgicas nestas temperaturas como as 
ferramentas de aço-rápido. Portanto, os fabricantes de ferramentas possuem hoje 
na suas linhas de produtos ferramentas revestidas pelos dois processos. A Tabela 
10.12 apresenta a comparação das ferramentas de metal duro revestidas pelos 
dois processos (possuindo o mesmo substrato). Nota-se que o processo PVD 
garante a mesma tenacidade do substrato, enquanto que o processo CVD diminui 
 137 
esta propriedade. Isto implica em problemas da aplicação de ferramentas 
revestidas pelo processo CVD em cortes interrompidos. A causa desta redução 
de tenacidade está na tensão residual de tração deixada pelo método CVD, 
enquanto que no método PVD a tensão residual é de compressão, igual a 
conseguida no substrato, após a retificação (Quinto et alli, 1988). Portanto, é a 
tensão residual de tração que reduz a resistência ao lascamento da aresta de 
corte. 
Outra variável na escolha é o número de camadas revestidas apresentadas 
pelas ferramentas. O revestimento pode ser uma única camada de TiC, ou, mais 
comum, triplo revestimento de TiC, TiCN e TiN e TiC, Al2O3 e TiN, mas existe 
registro (Lindstrom 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. 
Tabela 10.12 Comparação de ferramentas revestidas pelos processos CVD e 
PVD. 
CVD - DEPOSIÇÃO 
QUÍMICA DE VAPOR
PVD - DEPOSIÇÃO 
FÍSICA DE VAPOR
TEMPERATURA DE 
REVESTIMENTO
APROX. 1000ºC APROX. 500ºC
TENACIDADE REDUZIDA NÃO É AFETADA
ARESTA DE CORTE ARREDONDAMENTO 
REQUERIDO
PODE SER QUINA VIVA
ESPESSURA DO 
REVESTIMENTO
ATÉ 12 µm ATÉ 4 µm
CAMADAS MULTICAMADAS TiC-TiN, 
TiN-TiCN-TiN, TiC-Al2O3
TiN, TiCN,TiNAl
PRINCIPAIS 
APLICAÇÕES
TORNEAMENTO E 
MANDRILAMENTO
FRESAMENTO, 
ROSCAMENTO E 
FURAÇÃO
VANTAGENS MAIOR RESISTÊNCIA 
AO DESGASTE
MAIOR RESISTÊNCIA À 
CRATERIZAÇÃO
GRANDE VIDA DA 
FERRAMENTA
REDUZ APC
MAIOR VIDA NA 
FERRAMENTA
SUBSTITUI 
FERRAMENTAS SEM 
REVESTIMENTO: COM 
MESMA TENACIDADE, 
MESMA 
CONFIGURAÇÃO DE 
ARESTA E MESMA 
PRECISÃO
 
 
Normalmente, 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 mais duros revestimentos utilizados (ver Tabela 10.6), o 
que garante alta resistência ao desgaste. O Al2O3 tem várias vantagens. As 
principais são a inércia química, a dureza e, portanto, resistência ao desgaste, e 
um fato interessante, é a redução de sua condutividade térmica com o aumento 
 138 
da temperatura. Isto garante uma barreira térmica interessante para a superfície 
da ferramenta. Salienta-se que no revestimento, ao contrário do substrato, quanto 
menor a condutividade térmica melhor, pois menor a quantidade de calor que irá 
chegar ao substrato. Para o substrato quanto maior a condutividade térmica 
melhor, pois o calor que chega será mais rapidamente dissipado. 
A condutividade térmica do TiC e do TiN apresentam comportamentos 
inversos do Al2O3, como mostra a Figura 10.20. O TiN se apresenta, normalmente 
como a camada externa, por proporcionar baixos coeficientes de atrito entre a 
ferramenta e o cavaco. Este material garante menores comprimentos de contato 
cavaco-ferramenta devido a menor tendência de adesão dos ferrosos neste 
material. 
 
 
Figura 10.20 Influência da temperatura na condutividade térmica dos principais 
revestimentos utilizados nas ferramentas de corte (Wertheim et alli, 
1982). 
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, tanto em insertos intercambiáveis 
como em brocas de metal duro integral. Elas podem ser aplicadas, também, na 
usinagem das superligas de níquel. Ensaios de furação realizados no LEPU - 
UFU (Laboratório de Ensino e Pesquisa em Usinagem da Universidade Federal 
de Uberlândia) mostraram que as ferramentas de metal duro revestidas com 
TINAL podem produzir até 3 vezes o número de furos que as brocas sem 
revestimento podem produzir. 
A espessura total das camadas revestidas pode variar de 4 a 12µm. 
Camadas muito espessas podem fragilizar a aresta. Talvez daí a explicação de 
um número excessivo de camadas apresentado por algumas ferramentas. 
Quando se utilizam várias camadas finas, intercaladas entre si, a resistência da 
aresta é consideravelmente maior que se utilizar camadas singulares espessas, 
 139 
totalizando a mesma espessura (Wertheim et alli, 1982). A explicação para este 
fato é que uma possível trinca que se forma na superfície, por fadiga, por 
exemplo, irá se propagar apenas até a interface da primeira camada, se 
propagando paralela a esta,
posteriormente. Assim, quanto mais fina a camada, 
menor o caminho percorrido pela trinca perpendicularmente à superfície. 
Existem hoje no mercado ferramentas de metal duro revestidas com 
diamante policristalino (PCD) obtidas pelo processo CVD - Deposição Química de 
Vapor (Clark and Sem, 1998). Neste caso com camada única, com espessuras 
maiores que as normais, mas inferiores a 30µm, que são aplicadas em 
ferramentas positivas para desbaste de materiais não ferrosos, como o alumínio, 
plásticos e compósitos. Com o aparecimento das ferramentas revestidas de PCD 
pelo processo CVD, aumentam-se as expectativas para os revestimentos de CBN 
para aplicações nos ferrosos. Mas isto ainda continua no campo da teoria, pois na 
prática, o revestimento de CBN ainda não foi produzido eficazmente como 
ferramenta, pois possui dois elementos (o nitrogênio e o boro), diferentemente do 
PCD que possui apenas um elemento (o carbono), fazendo com que o processo 
de crescimento da camada se torne mais complicado, por vários motivos, 
incluindo problemas estequiométricos. 
A Figura 10.21 apresenta a linha de metal duro revestido de um fabricante 
de ferramentas, onde aparece a denominação da classe específica do fabricante, 
a identificação das camadas de revestimento, a área de aplicação dentro da 
classe ISO e o grupo de materiais a usinar que estas ferramentas devem ser 
aplicadas. 
 
Designação ISO dos Suportes e Insertos 
Devido a grande quantidade de geometrias requeridas nas ferramentas de 
corte foi necessária uma padronização das designações dos suportes e dos 
insertos. A Norma ISO 1832 de 1991 trata da matéria. Esta designação é 
universal e as Figuras 10.22 a 10.24 auxiliam na identificação desta codificação 
para as ferramentas de tornear. Primeiramente, o suporte deve ser escolhido, de 
acordo com sua aplicação, conforme o corte seja interno ou externo, ver Figura 
10.22. 
Os suportes de tornear são designados por 5 letras, seguidos de 2 
números e na seqüência, mais uma letra e um número, ver Figura 10.23. A 
primeira letra está relacionada com o sistema de fixação do inserto no porta 
ferramenta. A segunda letra depende do formato do inserto (quadrado, triangular, 
redondo, etc.). A terceira letra depende do angulo de posição do suporte. A quarta 
letra é função do angulo de folga do inserto e a quinta indica se o suporte é para 
corte à direita, à esquerda ou neutro. Os dois números que seguem indicam a 
seção transversal do suporte (altura e largura). A próxima letra está relacionada 
com o comprimento do suporte e finalmente o último número indica o 
comprimento da aresta de corte do inserto. Opcionalmente outro caractere pode 
aparecer na seqüência, para expressar detalhes que o fabricante queira 
incorporar. 
 140 
 
 
Figura 10.21 Classes de metal duro revestido da Kennametal Hertel 
(Kennametal Hertel, 1998). 
No caso de barras de mandrilar e fresas a designação ISO apresenta 
alguma variação com relação aos suportes de tornear, por exigência do próprio 
processo, mas segue mais ou menos a mesma linha citada acima, onde se 
 141 
procura identificar geometricamente os suportes e os insertos que neles serão 
montados. 
Os insertos são designados por 4 letras, seguidos de 3 números, 2 letras e 
outro caractere, ver Figura 10.24. A primeira letra está relacionada com o formato 
do inserto (quadrado, triangular, redondo, etc.). A segunda letra depende do 
angulo de folga do inserto. A terceira letra está relacionada com as tolerâncias 
dimensionais da geometria do inserto e a quarta letra depende do formato da 
superfície de saída (se ferramenta com furo central ou não, se apresenta quebra-
cavacos ou não, se positiva ou negativa). Os três números que seguem indicam 
respectivamente, o comprimento da aresta de corte, o a espessura do inserto e o 
raio de ponta do inserto. A próxima letra indica o formato da aresta (se quina viva, 
arredondada ou chanfrada). Na seqüência, a próxima letra indica se o corte é a 
direita, a esquerda ou neutro. E finalmente, a próxima letra, que é opcional, fica 
para uso do fabricante, para expressar detalhes pertinentes. 
 
Figura 10.22 Identificação da operação de torneamento (Smith, 1989). 
 142 
 
Figura 10.23 Designação ISO dos suportes de ferramentas de barras 
(Kennametal Hertel, 1998). 
 143 
 
Figura 10.23 Designação ISO dos suportes de ferramentas de barras 
(Kennametal Hertel, 1998) (continuação). 
 144 
 
Figura 10.24 Designação ISO dos insertos intercambiáveis (Kennametal Hertel, 
1998). 
 145 
 
Figura 10.24 Designação ISO dos insertos intercambiáveis (Kennametal Hertel, 
1998) (continuação). 
 É importante salientar que esta designação dos insertos não se restringe 
apenas às ferramentas de tornear ou apenas às ferramentas de metal duro. 
Todos insertos intercambiáveis, independente do processo de usinagem em que 
ele será utilizado, devem ser codificados dentro deste padrão, não importando o 
material de que ele é feito (metal duro, cermet, cerâmica ou ultraduro). 
 
 
10.6. CERMETS 
Dois fatores contribuíram para o aparecimento das ferramentas de cermet. 
O primeiro foi a constatação de que a adição de TiC aumenta muito a resistência 
ao desgaste, principalmente de cratera, dos metais duros, quando usinando aços. 
O segundo foi a escassez de tungstênio durante a segunda guerra mundial, que 
levou várias equipes de pesquisas a concentrarem esforços no desenvolvimento 
de um material similar com as características dos metais duros. Assim, apesar de 
se ter registro de patente de cermet datada em 1931 (Kolaska e Dreyer, 1990), foi 
 146 
a partir da década de 70 que o cermet entrou realmente no mercado, para hoje 
ser uma ferramenta competitiva. 
Este grupo é constituído por TiC, TiN e geralmente tem o Ni como 
elemento de ligação. Pode ocorrer também a presença de outros elementos, tais 
como Al, Co, Mo ou compostos de Mo2C, TaC, NbC, WC, AlN, TaN e outros. 
Trata-se de um grupo considerado intermediário entre os metais duros e as 
cerâmicas, e as ferramentas são aplicadas principalmente no acabamento dos 
aços, com altas velocidades e baixos avanços, embora também possam ser 
usadas nas operações de desbaste. Suas principais características são a alta 
dureza a elevadas temperaturas e a grande estabilidade química, com pouca 
tendência à difusão. Hoje são ferramentas com grandes aplicações nas indústrias. 
A tabela 10.13 mostra as principais propriedades físicas dos cermets (a base de 
TiC) e dos metais duros (a base de WC). 
Nota-se a maior dureza apresentada pelo cermet, garantida pela maior 
dureza dos TiC em relação aos WC (ver tabela 10.6), o que garante uma maior 
resistência ao desgaste ou maiores velocidades de corte para os cermets. A 
diferença de energia livre de formação entre os dois materiais garante maior 
estabilidade dos TiC, e portanto, maior resistência à dissolução. Outro fator 
importante dos TiC é a baixíssima solubilidade no ferro à elevada temperatura 
(0,5% para o TiC contra 7% para o WC), isto inibe a dissolução do TiC, e 
portanto, reduz a difusão. O cermet apresenta ainda maior temperatura de 
oxidação que o metal duro. A oxidação pode ser um forte acelerador de desgaste, 
principalmente se o desgaste de entalhe for predominante. Os pontos fracos dos 
cermets são as propriedades térmicas. Devido à baixa condutividade térmica e ao 
alto coeficiente de dilatação, o cermet tem um baixo coeficiente de resistência ao 
choque térmico, bem inferior ao metal duro. Daí a explicação do cermet só ser 
eficiente em baixos avanços, pequenas profundidades de corte e altas 
velocidades (operações de acabamento) na usinagem dos ferrosos. Devido à 
grande afinidade química do titânio com a maioria dos não-ferrosos, a aplicação 
dos cermets, basicamente se restringe à usinagem dos ferrosos. 
A tabela 10.14
apresenta uma lista de fabricantes de cermets, com a 
composição química sendo apresentada para cada grau disponível. Acompanham 
em outra tabela as propriedades de dureza e tenacidade dos principais produtos 
desta classe de material para ferramenta de corte. 
 
Tabela 10.13 Comparação das Propriedades Físicas do Cermet (TiC) com o 
Metal Duro (WC). 
 
PROPRIEDADES FÍSICAS CERMET METAL DURO 
DUREZA (HV) 3200 2100 
ENERGIA LIVRE DE FORMAÇÃO 
(kcal/g - atm 1000ºC) -35 -10 
SOLUBILIDADE NO FERRO (wt% a 
1250ºC) 0,5 7 
 147 
PROPRIEDADES FÍSICAS CERMET METAL DURO 
TEMPERATURA DE OXIDAÇÃO 
(ºC) 1100 700 
CONDUTIVIDADE TÉRMICA 
(cal/cm·s·ºC) 0,052 0,42 
COEFICIENTE DE DILATAÇÃO 
TÉRMICA 
(10-6/ºC) 
7,2 5,2 
COEFICIENTE DE CHOQUE 
TÉRMICO* 1,9 27,1 
 
* Coeficiente de choque térmico = Error! 
Tabela 10.14 Composição e propriedades dos Cermets (Brookes, 1986). 
 
Composição dos CERMETS 
Composição química 
Fabricante País 
Agência ou 
subsidiária na 
Inglaterra e 
número RS 
Classe 
Mo2O 
 
 
TaC 
NbC 
 
TiC 
 
 
WC 
 
 
AlN 
 
 
TaN 
 
 
TiN 
 TiM
o 
M
et
al
 d
ur
o 
Fa
se
s 
de
 
tra
ns
iç
ão
 
Al Co Mo Ni 
O
ut
ro
s 
Adamas Carbide 
Corp 
USA - T70 ! ! ! ? 
Carmet C ompany USA Pinner Tools Ltd 
501 
 83,5 3,5 13 
Duracarb by Países Ba ixos Duracarb Ltd 
502 
T70 ! ! ! ? 
EC Tools GmbH Alemanha - MAX1 ! ! ! ? 
Feldmuhle AG Alemanha Feldmuhle 
Technical 
Produc ts Ltd 
503 
Ceratip 
TC30 
 ! ! ! ? 
Kennametal Inc USA Kennametal Ltd 
504 
KT150 ! ! ! ? 
Kobe Steel Ltd Japão - KZ160 
KZ180 
KZ200 
 ! 
! 
! 
 ! 
! 
! 
 
Krupp Widi a GmbH Alemanha Krupp Widi a 
(UK) Ltd 
505 
TTI ! ! ! ! 
Kyocera Japão - TC30 
TC40N 
TC60 
TC60M 
 
 
! 
! 
! 
! 
! 
 ! 
! 
! 
! 
 ! 
! 
! 
! 
? 
? 
? 
? 
Mitsubishi Metal 
Corporation 
Japão Kingston C utting 
Tools Ltd 
506 
NX22 
NX33 
NX55 
NX99 
! 
! 
! 
! 
! 
! 
! 
! 
! 
! 
! 
! 
 ! 
! 
! 
! 
 ! 
! 
! 
! 
 ! 
! 
! 
! 
! 
! 
! 
! 
! 
! 
! 
! 
! 
! 
! 
! 
 
NGK Spark Plug Co 
Ltd 
Japão NGK Sparg Plug 
(UK) Ltd 
507 
N20 
N40 
T3N 
T4N 
T5N 
T35 
! 
! 
! 
! 
! 
 ! 
! 
! 
! 
! 
! 
 
 
 
! 
! 
 ! 
! 
! 
! 
! 
! 
 
 
! 
! 
! 
 ! 
! 
! 
! 
! 
! 
 
 
 
 
 
? 
Nippon Tungsten Co 
Ltd 
Japão - DUX30 
DUX40 
! 
! 
 ! 
! 
 ! 
! 
! 
! 
 ! 
! 
! 
! 
 
AB Sandvik Hard 
Materials 
Suécia Sandvik 
Coromant Ltd 
508 
CT515 ! ! ! 
Sumitomo Electric 
Industries Ltd 
Japão Sumitomo 
Electric 
Hardmetals Ltd 
509 
T05A 
T12A 
T23A 
T25A 
 ! 
! 
! 
! 
 ! 
! 
! 
! 
 ! 
! 
! 
! 
! 
! 
! 
! 
? 
? 
? 
? 
Teledyne Firth 
Sterling 
USA Teledyne Ltd 
510 
SD3 ! ! ! ! 
Toshiba Tungal oy 
Co Ltd 
Japão - N302 
N308 
N350 
 ! 
! 
! 
! 
! 
! 
! 
! 
! 
 
 
! 
! 
! 
! 
 ! 
! 
! 
? 
? 
? 
Valenite Di vision of 
GTE Val eron 
Corporation 
USA Valenite-Modco 
(UK) Ltd 
511 
VC67 ! ! ! ? 
 
 
 
 
 148 
10.7. CERÂMICAS 
Não existe na literatura uma definição clássica para os materiais 
cerâmicos, que possa identificar prontamente este grupo de materiais. 
Normalmente, quando se fala em cerâmicas as pessoas tendem a ligar o nome 
com os pisos, ou então com as porcelanas utilizadas nos recipientes de alimentos 
(pratos, travessas, potes, panelas, etc.). Quanto aos pisos cerâmicos, a 
propriedade requerida mais importante é a resistência ao desgaste, enquanto os 
recipientes de alimentos é a capacidade de resistir e armazenar calor. Portanto, 
as cerâmicas, as vezes, são muito mais conhecidas pelas suas propriedades, do 
que propriamente por uma definição clássica. A definição que segue abaixo, trata-
se da união de pontos que identificam as cerâmicas oferecidos por diversos 
autores, ou livros (Kalpakjlan, 1984; De Garmo et alli, 1988; ASM Handbook, 
1990). 
“As cerâmicas são compostas de elementos metálicos e não-metálicos, 
geralmente na forma de óxidos, carbonetos e nitretos, e existem em uma grande 
variedade de composição e forma. A maioria tem estrutura cristalina, mas em 
contraste com os metais as ligações entre os elementos são iônicas ou 
covalentes. A ausência de elétrons livres faz com que as cerâmicas sejam pobres 
condutoras de eletricidade, e que, em seções finas, sejam transparentes. Devido 
às fortes ligações primárias, a maioria das cerâmicas tem alto ponto de fusão”. 
 Em geral, as cerâmicas possuem as seguintes propriedades que ajudam a 
identificá-las. 
$ Capacidade de suportar altas temperaturas (materiais refratários); 
$ Alta resistência ao desgaste; 
$ Altas durezas; 
$ São frágeis; 
$ Baixa condutividade térmica; 
$ Boa estabilidade química e térmica; 
$ Boa resistência à fluência; 
$ Alta resistência à compressão e baixa resistência à tração. 
Apesar da literatura citar o emprego das cerâmicas como ferramentas de 
corte desde o princípio do século, somente nos fins dos anos 50 as pastilhas à 
base de alumina (AI2O3) entraram no mercado, sendo atualmente um grupo 
bastante competitivo, principalmente na usinagem de materiais endurecidos e 
superligas. 
Normalmente, as cerâmicas são usadas onde se requer alta dureza e 
resistência ao desgaste. As cerâmicas a base de alumina, apresentam excelente 
inércia química contra os materiais ferrosos. Entretanto, por não apresentarem 
tenacidades suficientes, os quebra-cavacos integrais ficam proibitivos, o que 
prejudicam sua aplicação nos aços comum ao carbono e baixa liga. Por outro 
lado, quando se tratar de aços de alta dureza, acima de 40 Rc, as cerâmicas são 
sempre consideradas, principalmente no corte contínuo. No corte interrompido 
ainda existem grandes limitações, exceto no fresamento de ferro fundido cinzento, 
onde as cerâmicas a base de nitreto de silício têm se mostrado eficientes. 
 149 
No passado o que limitava a aplicação das cerâmicas era a fragilidade que 
elas apresentavam. Hoje, com a introdução no mercado das cerâmicas mistas, 
reforçadas com SiC (Whiskers) e a base de nitreto de silício, elas podem ter 
aplicações até nos cortes interrompidos, como por exemplo, no fresamento dos 
ferros fundidos cinzentos à altíssimas velocidades de corte e avanços. Isto é 
possível porque o grau de tenacidade conseguido nestas pastilhas é algo 
relativamente excepcional. 
É com o aparecimento de tais materiais, juntamente com os metais duros 
revestidos e os materiais de ferramentas ultraduros (PCD e CBN), que os anos 80 
podem ser considerados a época do terceiro grande impulso das ferramentas de 
corte (após os aços-rápidos com o primeiro, e os metais duros com o segundo). 
As cerâmicas de um modo geral, possuem algumas propriedades melhores 
e outras piores que os cermets e os metais duros. A Figura 10.25 apresenta 
esquematicamente a comparação das principais propriedades dessas 
ferramentas de corte. Observa-se que as cerâmicas possuem a maior dureza a 
quente, a maior resistência à oxidação e menor afinidade química com o material 
da peça, enquanto o metal duro possui maior tenacidade e maior resistência ao 
choque térmico entre eles. O cermet sempre ocupa uma posição intermediária, 
entre o metal duro e a cerâmica, considerando qualquer uma dessas 
propriedades. 
 
 
Figura 10.25 Esquema comparativo das propriedades da cerâmica, cermet e 
metal duro (Smith, 1989). 
 
A Tabela 10.15 apresenta as propriedades mais importantes das principais 
ferramentas cerâmicas. Estas propriedades são comumente
encontradas na 
literatura (North and Baker, 1984; Ezugwu and Wallbank, 1987; Momper, 1987; 
Tönshoff and Bartsch, 1988; Drozda, 1985). É importante analisar estas 
propriedades e interpretar corretamente os requisitos dos materiais para 
 150 
ferramentas de corte para cada aplicação individual, para então poder selecionar 
a ferramenta corretamente. 
Tabela 10.15 Propriedades das principais ferramentas cerâmicas 
 
Material Módulo de 
elasticidade 
 
(GPa) 
Dureza 
 
 
(GPa) 
Tenacidade 
K1C 
 
(MPa·m1/2) 
Coeficiente 
de dilatação 
térmica 
(10-6·K-1) 
Condutividade 
térmica 
 
(Wm-1·K-1) 
Al2O3 400 17,2 4,3 8,0 10,5 
Al2O3+TiC 420 20,6 4,5 8,5 13,0 
Al2O3+ZrO2 390 16,5 6,5 8,5 8,0 
Si3N4 / SIALON 300 15,6 6,5 3,1 9,7 
SiC / WHISKER 390 18,5 8,0 6,4 32,0 
 O módulo de elasticidade deve ser considerado na definição da rigidez 
elástica da ferramenta. Quanto maior esta propriedade menor a variação elástica 
durante o carregamento da ferramenta. A dureza está ligada à resistência ao 
desgaste, enquanto a tenacidade significa a capacidade do material absorver 
energia antes de se romper, o que significa resistência ao choque. O coeficiente 
de dilatação térmica e a condutividade térmica indicam a resistência ao choque 
térmico. Quanto menor o coeficiente de dilatação e maior a condutividade 
térmica, maior a resistência ao choque térmico. 
 As cerâmicas podem ser divididas em dois grandes grupos: cerâmica a 
base de Al2O3 e cerâmica a base de Si3N4. 
 
Cerâmica a Base de Al2O3 
 Podem ser puras ou com adições. As cerâmicas puras são ferramentas 
constituídas basicamente de finos grãos de Al2O3 sinterizados. É comum 
adicionar MgO para inibir o crescimento de grão. Outros constituintes, tais como 
óxido de cromo, titânio e níquel são às vezes adicionadas para aumentar a 
resistência mecânica. Estas ferramentas possuem um alto grau de dureza, 
resistência ao desgaste e excelente estabilidade química, mas deixam a desejar 
na tenacidade. Por isso é praticamente eliminada a aplicação deste grupo de 
material como ferramenta de corte. Quando usada, é geralmente no desbaste e 
principalmente no acabamento de materiais fundidos, aços tratados 
superficialmente ou totalmente temperados. Exigem geralmente máquinas com 
alto grau de rigidez, isentas de vibrações. 
 As primeiras ferramentas com adições apareceram nos anos 70, com altos 
percentuais (podendo chegar a 30%) de ZrO2 e/ou TiC principalmente, podendo 
ainda conter TiN, TiO2 e WC. Estas adições conferem à matriz de AI2O3 um maior 
grau de tenacidade para suportar maiores impactos e choques térmicos, inerentes 
a certos processos de corte. Uma ferramenta de AI2O3 pura tem o coeficiente de 
tenacidade à fratura Kic de 180 N/mm3/2, a adição de zircônia (ZrO2) pode elevar 
este valor a 300 N/mm3/2 com 15% de ZrO2, como mostra a Figura 10.26. 
 151 
Observa-se que a tenacidade é melhorada para valores até 15% de ZrO2. Para 
valores superiores, a tenacidade começa a diminuir. 
 A adição de TiC (cerâmica mista ou preta), além de melhorar ligeiramente a 
tenacidade e a condutividade térmica, aumenta consideravelmente a dureza e a 
resistência ao desgaste da ferramenta (ver Tabela 10.15). 
 
Figura 10.26 Tenacidade da cerâmica a base de AI2O3 em função do teor de 
ZrO2 (Abel, citado por Gruss, 1987). 
 Com estas pastilhas, tem-se conseguido excelentes resultados no 
desbaste e acabamento de aços laminados (velocidade de 3 a 6 vezes maiores 
que o metal duro), ótimos resultados em acabamento e superacabamento na 
operação de fresamento de materiais fundidos e no torneamento de aços duros. 
 Outra introdução no mercado nos anos 80, que teve grande receptividade, 
é a ferramenta cerâmica, também a base de Al2O3, reforçada com SiC (Whiskers). 
Estes carbonetos são adicionados em até 20% na alumina, na forma de longos 
cilindros, de 0,5 a 6µm de diâmetro e 10 a 80µm de comprimento (Komanduri, 
1989). A mecânica do processo de aumento da tenacidade com a adição dos 
"whiskers" pode ser entendido como segue (Komanduri, 1989). Durante a 
propagação de uma trinca, apesar dos SiC permanecerem íntegros, sem se 
quebrarem, há a separação deles da matriz de AI2O3, e este processo absorve 
grande quantidade de energia de fratura e inibe a propagação da trinca. Devido a 
grande resistência dos "whiskers", a trinca não atravessa sua estrutura, tendo 
portanto que desviar-se, o que também consome energia. Tudo isto aumenta a 
tenacidade do material. Estas ferramentas possuem, também, maior resistência 
ao choque térmico, devido a maior condutividade térmica do SiC em relação à 
alumina (ver Tabela 10.15). As propriedades desse grupo de material são 
consideradas excepcionais, com aplicação na usinagem dos aços duros, aços 
inoxidáveis e principalmente nas superligas de níquel (Smith, 1986). A Figura 
10.27 apresenta o melhor comportamento de tenacidade de uma ferramenta de 
AI2O3 contendo ZrO2 com a adição de SiC contra a mesma ferramenta sem SiC. 
 152 
 Esta adição também aumenta a dureza e a resistência ao desgaste, como 
mostra a Figura 10.28. 
 
 
Figura 10.27 Tempo de usinagem e aumento do avanço para iniciar uma trinca 
em duas ferramentas cerâmicas, uma com outra sem adição de 
"Whisker", no corte contínuo de aço C 60 N, Vc = 150 m/min e ap = 
2 mm. (Krupp Widia - Tech. lnf. HVT 78.521). 
 
 
Figura 10.28 Desgaste nas ferramentas a base de alumina com e sem adição de 
"Whisker", no corte contínuo de lnconel 718, Vc = 150 m/min, f = 
0,25 mm/volta, ap = 1 mm e tempo de corte = 2 min. (Krupp Widia - 
Tech. Inf. HVT 78.521). 
 153 
Cerâmica a Base de Si3N4 
 Este grupo apareceu no mercado nos anos 80. Tratam-se de cristais de 
Si3N4 com uma fase intergranular de SiO2 (cristais de vidro) que são sinterizados 
na presença de Al2O3, Y2O3, MgO e outros. Com esses materiais tem-se 
conseguido excelentes resultados na usinagem das ligas de níquel e ferros 
fundidos. Entretanto, devido a grande interação química com o ferro a elevadas 
temperaturas, este grupo de material não tem tido sucesso na usinagem de aços 
(Bulijan e Sarin, 1985). 
 Um dos produtos deste grupo, que é comercializado com a marca 
registrada de Sialon (nome que tem origem no símbolo dos elementos que ele 
contém, que são Si, AI, O e N), tem mostrado bons resultados na usinagem de 
aços e excelentes aplicações nas superligas de níquel. A adição de AI e O nas 
ferramentas desse grupo diminui as interações com o ferro e permite aplicações 
em aços (Bulijan e Sarin, 1985). O baixo coeficiente de dilatação (ver 
Tabela10.15) diminui a possibilidade de trinca térmica durante a usinagem. 
 As cerâmicas a base de nitreto de silício possuem boa resistência ao 
desgaste, com tenacidade superior às das cerâmicas a base de AI2O3. Isto faz 
com que a aplicação destes materiais chegue ao fresamento, o que pouco tempo 
atrás era inadmissível para as cerâmicas. 
 Para compensar a deficiência de menor dureza, estas cerâmicas podem 
ser revestidas tanto com AI2O3 como TiC, o que garante maior resistência ao 
desgaste a estas ferramentas. A Figura 10.29 mostra a redução de desgaste 
conseguida com o revestimento de Al2O3 de uma cerâmica a base de Si3N4. 
 
 
Figura 10.29 Influência do revestimento de Al2O3 numa ferramenta a base de 
Si3N4 no torneamento do ferro fundido cinzento, Vc = 600 m/min, f 
= 0,5 mm/volta, ap = 2 mm, tc = 5 min. (Krupp Widia - Tech. lnf. 
HVT 78.521). 
 154 
 A Figura 10.30 apresenta um diagrama que resume o campo de aplicação 
das cerâmicas. Nota-se que no fresamento de ferro fundido cinzento já existe 
aplicação de cerâmicas. No torneamento desse material, cerâmicas mistas e 
sialon podem ser usadas com aplicação de fluidos de corte. Na usinagem dos 
aços, a grande parte das aplicações fica por conta das cerâmicas mistas
e óxidas 
(normalmente com adição de ZrO2), com pouca aplicação das sialons. A 
usinagem de superligas e de aços endurecidos é dividida entre a cerâmica mista, 
o sialon e o CBN, mas apenas no torneamento. 
CERÂMICAS ÓXIDAS
TORNEAMENTO
Sem fluido de corte Com
FRESAMENTO
FERROS
FUNDIDOS
D
U
R
EZ
A
 C
R
E
SC
E
N
TE
D
EM
A
N
D
A
 D
E 
TE
N
A
C
ID
A
D
E 
D
EC
R
ES
C
E
N
TE
CERÂMICAS MISTASAÇOS
SUPERLIGAS
CORTE DE DESBASTE
LIGAS FUNDIDAS DURAS
AÇOS ENDURECIDOS
CBN
ÓXIDA
S
SIALONS
ÓXIDAS
CERÂMICAS ÓXIDAS: Al2O3+0,8%ZrO2
CERÂMICAS MISTAS: Al2O3+20-30%TiC, Al2O3+TiC+TiN+ZrO2, etc.
SIALONS: 80-90%Si3N4+Al2O3+Y2O3
 
Figura 10.30 Campo de aplicação das cerâmicas (Pastor, 1987). 
 
 As Tabelas 10.16 e 10.17 apresentam os principais produtos, composições 
químicas e propriedades das cerâmicas a base de óxido e a base de nitretos, 
respectivamente. 
 155 
Tabela 10.16 Composição e propriedades das cerâmicas a base de óxidos 
(Brookes, 1986). 
 
Composição das cerâmicas à base de óxidos
Composição química
Fabricante País
Agência ou
subsidiária na
Inglaterra e número
RS
Grau
Al2O3 MgO TiO2 ZrO2 TiC WC TiB2 TiN W SiCWhiskers Outros
Carboloy Systems USA Carboloy Ltd
512
CerMax 440
CerMax 460
CerMax 490
!
! !
!
?
?
Cermet Company USA Pinner Tools Ltd
513
CA-B
CA-W
!
!
!
Feldmuhle AG Alemanha Feldmuhle Technical
Products Ltd
514
SH20
SN60
SN80
!
!
!
!
!
!
Greenleaf
Corporation
USA - GEM1
GEM2
GEM3
GEM9
WS300
!
70
!
99,9
!
30
!
!
Karl Hertel GmbH
Verkaufs KG
Alemanha Karl Hertel Ltd
515
AC5
MC2
!
70 30
Kennametal Inc USA Kennametal Ltd
516
K060
K090
Kyon 2500
!
! !
!
Kobe Steel Ltd Japão - KB90
KW80
!
!
!
Krupp Widia
GmbH
Alemanha Krupp Widia (UK)
Ltd
517
Widalox G
Widalox H
Widalox N
Widalox R
Widalox ZR
N.anunciado
!
!
!
!
!
!
!
!
!
!
!
!
!
!
!
!
?
Mitsubishi Metal
Corporation
Japão Kingston Cutting
Tools Ltd
518
XD3 ! !
NGK Spark Plug
Co Ltd
Japão NGK Spark Plug
(UK) Ltd
519
CX3
HC1
HC2
HC6
!
!
!
!
!
!
!
?
?
?
Nippon Tungsten
Co Ltd
Japão - NPC A2
NPC H1
!
!
!
Rogers Tool Works USA - RTW 138
RTW 1322
!
! !
AB Sandvik Hard
Materials
Suécia Sandvik Coromant
UK
520
CC 620
CC 650
N.anunciado
!
!
!
! ! !
!
Seco Tools AB Suécia Seco Tools (UK) Ltd
521
Secoramic
RVX
!
40 50 10
Sumitomo Electric
Industries Ltd
Japão Sumitomo Electric
Hardmetals Ltd
522
N890
W80
!
!
!
Toshiba Tungaloy
Co Ltd
Japão - LX21
LXA
M
!
!
!
!
!
!
Valenite Division of
GTE Valeron
Corporation
USA Valenite-Modco (UK)
Ltd
523
V32
V33
V34
V44
70
!
!
! ! ! !
30
!
! !
!
VR Wesson
Division of
Fansteel
USA L&TiBrock&Co Ltd
524
VR97
VR100
99
! !
 
Propriedades das cerâmicas à base de óxidos
Propriedades
Nome comercial Grau Densidadeg/cm2
Dureza
HRA ou HV
Resistência à ruptura
transversal
N/m2
Coeficiente de
expansão
10-4/K
Feldmuhle SH1
SH20
SN50
SN80
4,30
4,15
4,00
4,12
2250
2150
2000
2000
380
400
450
600
7,0
7,0
7,3
7,4
Kennametal K060
K090
700
910
8,2
8,3
Kobelco KW80
KB90
3,97
4,24
93,6
94,0
750
850
7,0
7,8
Krupp Widia Widalox G
Widalox R
4,02
4,12
1730
1730
700
650
NGK NTK CX3
HC1
HC2
HC6
4,00
4,00
4,30
4,70
93,5
93,5
94,5
94,0
750
800
800
800
8,4
8,0
Sandvik CC680 1500
Sumitomo B90
W80
4,26
3,98
94,5
94,0
880
790 
 156 
Tabela 10.17 Composição e propriedades das cerâmicas a base de nitretos 
(Brookes, 1986). 
Composição das cerâmicas à base de nitretos
Composição química
Fabricante País Agência ou subsidiária naInglaterra e número RS Grau Si3N4 Al2O3 Y2O2 TiN Outros
Elektroschmetzwerk Kempten
GmbH Zetti GmbH
Alemanha - Zekald 3000 ! ! !
Feldmuhle AG Alemanha Feldmuhle Technical
Products Ltd
525
SL100
SL200
!
!
!
!
Greenleaf Corporation USA - Saox 2001
GSN
!
!
!
!
Karl Hertel GmbH Verkaufs
XG
Alemanha Karl Hertel Ltd
526
NC1 ! !
Iscar Ceramics Inc USA Iscar Tools Ltd
527
Iscar ! ! ?
Kennametal Inc USA Kennametal Ltd
528
Kyon 2000
Kyon 3000
!
!
!
!
!
!
Krupp Widia GmbH Alemanha Krupp Widia (UK) Ltd
529
Widia N1000
Widia CN1000
!
!
!
!
Al2O3
revest.
Lucas Syalon Ltd UK 530 Syalon
NGK Spark Plug Co Ltd Japão NGK Spark (UK) Ltd
531
NTK
NTK SP4
NTK SX4
NTK SX7
!
!
!
!
!
!
!
Al2O3
revest.
Nippon Tungsten Co Ltd Japão - Naycon ! ! !
Nortron Company USA Norton Industrial Ceramics
532
! ! ?
AB Sandvik Hard Materials Suécia Sandvik Coromant UK
533
CC680 ! ! !
Toshiba Tungaloy Co Ltd Japão - FX920 ! !
Valenite USA Valenite
534
Quantum 5
Quantum 5000
!
!
!
!
!
!
 
Propriedades das cerâmicas à base de nitretos
Propriedades
Nome comercial Grau Densidadeg/cm2
Dureza
HRA ou HV
Resistência à ruptura
transversal
N/m2
Coeficiente de
expansão
10-4/K
Feldmuhle SI100
SL200
3,30
3,25
1700
1500
800
750
2,3
2,5
Greenleaf GSN 94,0
Kennametal Kyon 2000 750 3,2
Lucas Syalon 3,25 91,2 1800 945 3,0
NGK NTK SP4
SX2
SX7
3,6
3,6
3,2
92,5
92,5
93,0
900
1000
1100
4,0
3,2
Nippon Tungsten Naycon 3,23 92,8 1000 3,6
Valenite Quantum 6 3,77 90,0
 
 A aplicação de ferramentas cerâmicas exige alguns cuidados especiais. 
Abaixo seguem algumas dicas para se usinar com essas ferramentas. 
% Fazer um trabalho de preparação antes de iniciar o corte. 
% O uso do fluido de corte deve ser evitado, se requerido, entretanto, usar o 
fluido em abundância na aresta de corte. 
% Nunca use aresta cortante com quina viva: 
& aresta chanfrada 
& aresta arredondada 
& ferramenta com raio de ponta 
 157 
% Use-as com as máximas condições de corte (Vc, f, ap) recomendadas. 
% Use um bom sistema de grampo de fixação e bom assentamento da pastilha 
no suporte. 
% Use-as em máquinas ferramentas rígidas, livre de vibrações. 
% aumento de resistência segue a ordem: 
 
➪ 
 
➪ 
 
➪ 
 
 
 
10.8. MATERIAIS DE FERRAMENTAS ULTRADUROS 
 Normalmente materiais com dureza superior a 3000 HV são denominados 
ultraduros. Como ferramentas de corte os ultraduros são: 
 
! Diamante natural; 
! Diamante sintético monocristalino; 
! Diamante sintético policristalino (PCD-Polycrytalline Diamond); 
! Nitreto cúbico de boro sintético monocristalino (CBN); 
! Nltreto cúbico de boro sintético policristalino (PCBN). 
 
 O diamante natural foi usado como ferramenta de corte por centenas de 
anos, pois trata-se do material de maior dureza e resistência ao desgaste da 
natureza. Além disto, ele possui excelente condutividade térmica (ver Tabela 
10.1). As ferramentas de diamante natural são usadas principalmente quando se 
requer super-acabamentos nos componentes usinados. Acabamentos superficiais 
da ordem de 0,025µm podem ser obtidos com estas ferramentas se o maquinário 
tiver rigidez suficiente (Clark e Sen, 1998). Entretanto, devido à sua fragilidade e 
risco de falha sob impacto e também seu alto custo, tem sua aplicação limitada 
como ferramentas de corte, principalmente após o surgimento dos diamantes e 
CBN sintéticos, que podem substituí-lo com bastante eficiência. 
 Os sintéticos foram produzidos pela primeira vez nos anos 50, mas apenas 
no final da década de 70 que eles entraram no mercado como ferramentas de 
corte competitivas. Tanto os PCDs como os CBNs podem ser encontrados 
apenas como uma camada de 0,5 a 1,0 mm, que são brasadas geralmente no 
metal duro WC + Co, ou então mais raramente como ferramentas
totalmente 
sólidas. 
 158 
 O diamante sintético é obtido sujeitando o carbono, na forma de grafite a 
temperaturas e pressões extremamente altas. Como grafite, os átomos de 
carbono estão arranjados na forma hexagonal. Após o tratamento térmico ele se 
transforma em diamante, possuindo uma estrutura cúbica de face centrada (CFC). 
A Figura 10.31 ilustra a estrutura cristalina da grafite e do diamante e apresenta o 
diagrama de equilíbrio das duas formas. 
 
transformação
 
a) 
 
Diamante
Temperatura [K]
Grafite
 
b) 
Figura 10.31 a)- Estrutura cristalina do grafite e do diamante. b) - diagrama de 
equilíbrio (Berman and Simon, 1955, citado por Heath 1986). 
 
 A transformação é muito difícil, envolvendo temperaturas da ordem de 
2000ºC a pressões de 7 GPa. Para tornar mais econômico, o processo é 
realizado na presença de um metal solvente (normalmente o cobalto). 
 De maneira similar e pouco tempo depois de se obter o diamante sintético 
o HBN (nitreto hexagonal de boro) também foi transformado em CBN (nitreto 
cúbico de boro). Assim como a grafite, o HBN é frágil e escorregadio, enquanto o 
CBN é duro e resistente ao desgaste em menor escala que o diamante, mas 
superior às cerâmicas. A Figura 10.32 apresenta a estrutura cristalina do HBN e 
do CBN e o diagrama de equilíbrio. Para acelerar as reações, o solvente neste 
caso é um nitreto metálico, que reduz tanto a temperatura como a pressão de 
síntese para aproximadamente 1500ºC e 6 GPa respectivamente (Heath, 1986). 
 159 
transformação
 
a) 
 
Temperatura [K]
Nitreto
Hexagonal de
Boro
Nitreto
Cúbico de
Boro
 
b) 
Figura 10.32 a)- Estrutura cristalina do HBN e do CBN b)- diagrama de equilíbrio 
(Heath, 1986). 
 Com o andamento da transformação os cristais de diamante e CBN 
crescem. A Figura 10.33 mostra cristais de diamantes sintéticos embebidos na 
massa de reação extraída da câmara de transformação. 
 
Figura 10.33 Cristais de diamantes produzidos sinteticamente (Heath, 1986). 
 O desenvolvimento do processo de obtenção do diamante e do CBN a alta 
temperatura e pressão permite a produção de monocristais sintéticos da ordem de 
8 mm. Assim é possível encontrar no mercado ferramentas de monocristais de 
diamantes com arestas de 8 mm de comprimento e 2 mm de espessura. Este 
produto sintético tem a vantagem de possuir consistência no tamanho, forma e 
performance não encontrada nos diamantes naturais. 
 160 
 Os policristais de diamante e de CBN (PCD e PCBN, respectivamente) são 
obtidos pelo processo de metalurgia do pó, usando monocristais de diamante e 
CBN, respectivamente. 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 a reversão da fase cúbica em hexagonal. Neste processo, 
pode-se obter uma variedade imensa de produtos, dependendo de: tamanho de 
grão dos monocristais (estes dependem do tempo de permanência na câmara de 
transformação), solvente/catalisador empregado (devido a problemas de 
instabilidade térmica no produto final de PCD, a variação dos solventes utilizados 
são restritos, mas nos PCBN são muitos), grau de sinterização, etc., com isto 
obtendo-se uma variedade muito grande nas propriedades finais dos produtos, 
sendo, portanto possível desenvolver produtos para aplicações específicas 
(Heath, 1986). 
 A tenacidade destes policristalinos é bem superior à dos monocristais e, 
portanto o campo de aplicação é maior, apesar da maior dureza e resistência ao 
desgaste dos monocristais. Esta propriedade pode ser aumentada, aumentando-
se o tamanho de grão dos policristais, pois inversamente ao que acontece com o 
metal duro, aqui a resistência ao desgaste cresce com o aumento do tamanho de 
grão (Clark e Sen, 1998). Apenas quando se exige maior integridade e precisão 
da aresta, como no caso de usinagem de super-acabamento, o monocristal pode 
superar o policristal. No caso de usar policristal, este deve ter a granulação mais 
fina possível, pois consegue-se melhor qualidade de aresta. 
 O diamante para revestir metal duro conseguido pelo processo CVD 
(Deposição Química de Vapor), já citado no tratamento de metal duro revestido, 
diferentemente do sintético (mono e policristal), é obtido à baixa pressão. Uma 
mistura de gás a base de carbono + hidrogênio são dissociados e depositados a 
altas temperaturas (~2000ºC) e pressões abaixo da atmosférica. Desta maneira 
cresce uma camada de diamante policristalina, que pode apresentar uma 
variação grande no tamanho dos grãos e na textura. Uma vantagem em relação 
ao diamante sintético obtido a alta pressão, pelo processo convencional, é a 
ausência de catalisador e consequentemente, a estabilidade térmica é maior 
neste produto desenvolvido pelo processo CVD (Clark e Sen, 1998). A Figura 
10.34 ilustra esquematicamente o processo CVD para obtenção do diamante. 
Energia de microondas, descarga elétrica ou fio quente
Hidrogênio
+
Metano
Acima de 2000ºC
Substrato
Camada de diamante CVD
O diamante CVD é
depositado durante
um período de tempo
para formar uma fina
camada
 
Figura 10.34 Esquema llustrativo do processo CVD de obtenção do diamante 
sintético para revestir o metal duro (Clark e Sen, 1998). 
 161 
 O diamante sintético tem a limitação de não poder ser utilizado na 
usinagem de aços ou qualquer outro material ferroso, pois ele se desintegra 
quimicamente quando as temperaturas ultrapassam 700ºC. Mas as ligas de 
alumínio, cobre puro, metais duros e materiais compostos, principalmente os 
MMC (compostos de matrizes metálicas) têm-se beneficiado pelo uso desse que 
é o mais duro material da natureza como ferramenta de corte. 
 Ao contrário, o CBN tem-se mostrado excelente na usinagem dos aços, 
ligas de níquel, ligas de titânio e ferros fundidos. O CBN sintético é termicamente 
mais estável, apresentando uma resistência ao ataque químico bem maior que o 
diamante. O CBN é estável até a temperaturas da ordem de 1200ºC, sendo 
portanto aplicado na usinagem dos ferrosos sem maiores problemas. 
 A Tabela 10.18 apresenta os principais produtos de ultraduros do mercado 
e as propriedades desses em comparação com outros materiais de ferramentas 
de corte. Observa-se que a limitação de tenacidade apresentada por algumas 
cerâmicas não se verifica nos PCBN, cuja tenacidade chega bem próxima à do 
metal duro. Por esta razão e pela neutralidade química e propriedades de dureza 
e resistência ao desgaste desse material, ele pode ser aplicado na usinagem de 
praticamente todos os materiais de uso comum em engenharia. Portanto, pode 
logo tornar-se o principal material de ferramenta de corte. 
 O que mais limita a aplicação dos ultraduros ainda é o seu alto custo de 
fabricação. O preço dessas pastilhas no mercado está em torno de 80 vezes o 
preço do metal duro e de 15 a 25 vezes o preço da cerâmica. Elas estão sendo 
comercializadas a um preço médio de US$ 80 a US$120 cada aresta. Com o 
maior domínio da técnica de obtenção este custo pode baixar, tornando este 
grupo de materiais ainda mais competitivo. 
 
 
10.9. CONCLUSÃO 
 O número de ferramentas de corte disponível no mercado mundial cresceu 
assustadoramente, principalmente nos anos 80. Este crescimento se deu não por 
haver grandes quantidades de materiais similares em diferentes fabricantes, mas 
sim pela exigência do avanço tecnológico, para suprir as necessidades dos mais 
diversos grupos de materiais a usinar, visando sempre o aumento da 
produtividade e a economia no corte. Isto aconteceu por meio de muita pesquisa. 
 O que está acontecendo com os materiais da chamada terceira geração 
(cerâmica, PCD, PCBN, pastilhas revestidas e também os metais duros, que hoje 
são produzidos com qualidades
excepcionais) é algo fantástico. As pesquisas não 
param e sempre aparecem novidades. 
 Com a disponibilidade de uma maior gama de materiais de ferramentas no 
mercado a escolha correta torna-se uma tarefa mais engenhosa, e todos devem 
estar cientes de que em termos de usinagem a prática da pesquisa é 
indispensável. Conhecer o processo e entender os mecanismos de desgaste das 
ferramentas é fundamental para que se chegue a uma ótima escolha, que 
representará economia. E esta ótima escolha só aparecerá da pesquisa. É como 
 162 
disse oportunamente o Dr. Milton C. Shaw no prefácio de seu livro "Metal Cutting 
Principies": "devido à complexidade do processo de usinagem é impossível uma 
teoria preditiva. Uma solução prática fundamentada em muitas experiências tem 
que ser adotada, ao invés de se procurar o impossível". 
 
 
Tabela 10.18 Principais produtos e propriedades dos ultraduros (Brookes, 1986). 
Principais produtos dos ultraduros
Nitreto cúbico de boro policristalino (PCBN)
Fabricante ou fornecedor País Agência ou subsidiária naInglaterra e número RS
Diamante
policristalino
(PCD) Sólido Sobre metal duro
De Beers Diamond
Research Laboratory
África do Sul De Beers Industrial
Diamond Division
535
Synate 010
Synate 025
Ambonte
Abrazite
DBC50
General Electric (US)
Speciality Materials Dept.
USA Speciality Materials
536
Compax BZN
Kennametal Inc USA Kennametal Ltd
537
KD100
KD120
KD200
Krupp Widia GmbH Alemanha Krupp Widia (UK) Ltd
538
CD10 C850
SII Megadiamond Inc USA - Mecapax
Sumitomo Electric
Industries Ltd
Japão Sumitomo Electric
Hardmetals Ltd
540
CA 100
CA 150
Ca 200
BN100
BN150
BN200
Toshiba Tungaloy Co Ltd Japão - T-Dia DX 140 CBN BX 290
Valenite Division of GTE
Valeron Corporation
USA Valenite-Modco (UK) Ltd
541
PCD CBN
Zinner GmbH Alemanha - Zicra Zibora
 
Propriedades dos ultraduros
Material do inserto
Propriedade 94WC 5Co
metal duro
Alumina
cerâmica
Alumina TiC
cerâmica
Nitreto de silício
cerâmica
Diamante
policristalino
PCBN
sólido
Densidade, g/cm3 14,7 3,9 4,3 3,2 3,4 3,1
Resist. à compressão, kN/mm2 4,5 4,0 4,5 3,5 4,7 3,8
Dureza Knoop HK, kN/mm2 13 16 17 13 50 28
Módulo de Young, kN/mm2 620 380 370 300 925 680
Módulo de rigidez, kN/mm2 250 150 160 120 430 280
Raio de Poisson 0,22 0,24 0,22 0,28 0,09 0,22
Coef. de exp. térmica, 10-4/K 5,0 8,5 7,8 3,2 3,8 4,9
Condutividade térmica, W·m/K 100 23 17 22 120 100
Tenacidade à fratura K1C, MN·m3/2 11 2,3 3,3 5,0 6,9 10
 
 
Finalizando, é importante salientar que a atual qualidade das ferramentas 
de corte permite a aplicação de velocidades de corte altíssimas e avanços 
excepcionais em diferentes processos de usinagem. Hoje, HSM - High Speed 
Machining e UHSM - Ultra High Speed Machinlng (ou HSC – High Speed Cutting) 
são termos comuns no meio de fabricação. Além de vantagens diretas, a 
aplicação desses processos elimina a operação de acabamento, o que significa 
ganho econômico. Toda esta evolução é um processo que depende do 
crescimento de todo o sistema. Não se pode falar em HSM ou UHSM sem falar 
em ferramentas resistentes e na evolução das máquinas-ferramentas. Aliás, este 
é um outro ponto importante que deve ser colocado para todos os que querem 
evoluir nas técnicas de usinagem: cada vez mais se exigem máquinas-
ferramentas mais potentes, precisas e rígidas. Dentro desse raciocínio não é 
difícil concluir que os laboratórios de pesquisa são os primeiros lugares onde se 
 163 
deve pensar assim. É preciso equipar os laboratórios adequadamente. As 
pesquisas os pagarão. É assim que funciona nos grandes países. Por que não no 
Brasil? 
 
 
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS 
 
ABRÃO, A.M., 1995, "The Machining of Annealed and Hardened Steels Using 
Advanced Ceramic Cutting Tools", PhD Thesis, University of Birmingham, UK. 
ASM HANDBOOK, 1990, “Properties and Selection: Nonferrous Alloys and 
Special – Pourpose Materials”, Volume 2, tenth endition, ASM International, USA. 
BROOKES, K.J.ª, 1986, “Hard and Superhard Tools Are a Cut Above the Rest”, 
Metal Working Production, October, pp. 92-104. 
BULJAN, S.T.; SARIN, V.K., 1985, “The Future of Silicon Nitride Cutting Tools”, 
The Carbide and Tool Journal, May and June, pp. 4-7. 
CHIAVERINI, V.,1979, “Aços e Ferros Fundidos”, 4ª Edição, ABM, São Paulo. 
CLARK, I.E. and SEM, P.K., 1998, “Advances in the Development of Ultrahard 
Cutting Tool Material”, Industrial Diamond Review, Nº 2, pp. 40-44. 
De GARMO, E.P.; BLACK, J.T.; KOHSER, R., 1988, “Material and Processes in 
Manufacturing”, seventh edition, Macmillan Publishing Company, New York, USA, 
1172 p. 
DROZDA, T.J., 1985, “Ceramic Tools Find New Applications”, Manufacturing 
Engineering, May, pp. 34-39. 
EZUGWU, E.O.; WALLBANK, J. 1987, “Manufacture and Properties of Ceramic 
Cutting Tools: A Review”, Materials Science and Technology, November, vol. 3, 
pp. 881-887. 
FERRARESI, D., 1970, “Fundamentos da Usinagem dos Metais”, Editora Edgard 
Blücher Ltda, São Paulo. 
GURLAND, J., 1988, “New Scientific Approaches to Development of Tool 
Materials”, International Materials Reviews, vol 33, N° 3, pp 151-166. 
HEATH, P.J., 1986, “Properties and Uses of Amborite”, Industrial Diamond 
Review, Nº 3, pp. 120-127. 
JACK, D.H., 1987, “Hard Materials for Metal Cutting”, Metals and Materials, 
September, pp 516 - 520. 
KALPAKAJIAN, S., 1984, “Manufacturing Processes for Engineering Materials”, 
Addison-Wesley Publishinn Company, USA, 839 pgs. 
KENNAMETAL HERTEL, 1998, “Ferramentas e Suportes para Torneamento”, 
Catálogo de produtos, 356 pgs. 
 164 
KOLASKA, H. and DREYER, K., 1990, “Metal Duro, Cermets e Cerâmica”, Metal 
Mecânica, Set/Out., pp 62 – 70. 
KOMANDURI, R., 1989, “Advanced Ceramic Tool Materials for Machining”, Int. J 
of Refractory Materials & Hard Metals, June, pp. 125-132. 
KOMANDURI, R.; DESAI, J.D., 1982, “Tool Materials for Machining”, General 
Electric - Technical Information Series, number 82 CRD, August, 32 pags. 
MARCONDES, F.C., 1990, “A História do Metal Duro”, Sandvik Coromant, CPA – 
Consultoria de Projetos e Arte, SP, 240 pgs. 
MOMPER, I.F., 1987, “Flexible Production With Ceramics”, Production Engineer, 
May, pp. 18-19. 
NORTH, B. and BAKER, R.D., 1984, “Silicon Nitride-Based (Sialon) Metalcutting 
Tools? Properties and Applications”, R & HM, March, pp. 46-51. 
PASTOR, H., 1987, “Present Status and development of Tool Materials: Part 1 
Cutting Tools”, Interantional Journal of Refractory ard Metals, vol. 6, nº 4, 
December, pp 196 - 209. 
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 
Engineering, A105/106, pp 443 - 452. 
RIDHOUGH, M., 1970, “Cast Cobalt Alloy Cutting Metal”, Materials for Metal 
Cutting , Proc. Conf. Of BIRSA, Scarborough, 14 - 16 April, pp 119 - 121. 
SANDVIK, Corokey. 
SMITH, G.T., 1989, ”Advanced Machining – The Handbook of Cutting 
Technology”, IFS Publications, England. 
SMITH, K.H., 1986, “Whisker Reinforced Ceramic Composite Cutting Tools”, 
Carbide and Tool Journal, September / October, pp. 8-11. 
TöNSHOFF, H.K. and BARTSCH, S., 1988, “Performance of Ceramic Cutting Tool 
Materials in Dependence on their Specific Properties”, Intersociety Symp on 
Machining of Advanced Ceramic Materials and Components, Winter Annual 
Meeting of ASME, Chicago, Ilinois, 27th November to 2nd December, pp. 229-241. 
WERTHEIM, R.; SIVAN, R.; PORAT,R. and BER, A., 1982, “Characterization of 
CVD Coated Carbide Layers and their Thermal Properties”, Annals of CIRP, vol 
31, Nº 1, pp 7- 11. 
WICK, C., 1987, “Coated Carbide Tools Enhances Performance”, Manufacturing 
Engineering, March, pp. 45-50. 
165 
C
A P Í T U L O 1 1 
AVARIAS, DESGASTE E MECANISMOS DE DESGASTE DAS FERRAMENTAS 
DE CORTE 
11.1. INTRODUÇÃO 
Por maior que seja a dureza e a resistência ao desgaste das ferramentas de 
corte, e por menor que seja a resistência mecânica da peça de trabalho, a 
ferramenta de corte sofrerá um processo de destruição que mais cedo ou mais tarde 
exigirá a sua substituição. 
Estudar e entender os processos de destruição das ferramentas de corte são 
muito importantes, pois podem permitir ações coerentes e efetivas para reduzir a 
taxa desta destruição, prolongando a vida da aresta de corte. Embora os custos com 
ferramentas de corte perfazem apenas uma pequena fração do custo total de 
fabricação de uma peça, a preocupação persiste, pois se estas sofrem desgastes 
acelerados e/ou avarias freqüentes, existirá, também, a freqüente necessidade de 
parada da máquina para a troca destas, e isto significa custos adicionais e perda de 
produtividade. Além disso, o conhecimento do processo de destruição da aresta 
fornecerá subsídios para que haja a evolução dos materiais das ferramentas, 
tornando-as mais resistentes aos fenômenos negativos que ocorrem durante o 
processo de usinagem. 
Podem-se distinguir três tipos de destruição da ferramenta de corte na 
usinagem: avaria, desgaste e deformação plástica, apesar de alguns autores 
(Trent e Wright, 2000) considerarem a deformação plástica como um mecanismo de 
desgaste. Os três promovem a mudança na geometria da ferramenta de corte. Os 
dois primeiros, geralmente, promovem a perda de massa, enquanto o ultimo 
promove o deslocamento de massa na ferramenta de corte. Para que o leitor possa, 
desde o início, compreender e distinguir esses processos de destruição das 
ferramentas de corte, suas definições são apresentadas a seguir. 
Avaria é um processo de destruição da ferramenta de corte que ocorre de maneira 
repentina e inesperada, causado pela quebra, lasca ou trinca da ferramenta de 
corte. A quebra e a lasca levam à perda de uma quantidade considerável de material 
da ferramenta de corte instantaneamente, enquanto a trinca promove a abertura de 
uma fenda no corpo da ferramenta de corte. A quebra é mais comum em 
ferramentas com baixa tenacidade, como as cerâmicas e os ultraduros. Já a lasca, 
depende também da tenacidade da ferramenta, mas pode ocorrer até mesmo em 
ferramentas de aço-rápido (Santos, 2004). No caso da trinca, não existe a perda de 
material, mas sua presença pode comprometer a continuidade do processo de corte 
pela sua transformação em sulco (no caso de trincas de origem térmica) ou pela 
promoção de uma lasca ou mesmo a quebra da ferramenta de corte. A geração da 
lasca ocorre quando a trinca é mais superficial, enquanto a quebra ocorrerá se a 
trinca for mais profunda. As trincas são comumente observadas em ferramentas de 
metal duro e cermets, podendo também aparecer em ultraduros e aço-rápido, 
enquanto que as cerâmicas, normalmente, são frágeis demais para conseguirem 
absorver a deformação plástica necessária para impedir a sua propagação. Assim, 
normalmente, uma trinca na ferramenta cerâmica é levada às conseqüências mais 
graves, isto é, promove instantaneamente a lasca ou a quebra da ferramenta. 
166 
Desgaste. A Norma ISO 3685 (1977) define desgaste em ferramentas como sendo: 
“mudança de sua forma original durante o corte, resultante da perda gradual de 
material”. Em tribologia, Hutchings (1992), em seu clássico livro sobre o assunto, 
define desgaste como sendo “a destruição de uma ou de ambas superfícies que 
compõem um sistema tribológico, geralmente envolvendo perda progressiva de 
material”. À destruição que Hutchings se referiu, vamos relacionar a alterações 
geométricas, e definir desgaste em usinagem como sendo a mudança da geometria 
da ferramenta de corte por perda de massa. No desgaste, ao contrário da avaria, 
esta perda acontece de maneira contínua e progressiva, e em proporções pequenas, 
às vezes a nível atômico, às vezes a nível granular ou granulares. Pode ocorrer 
segundo vários mecanismos e a deformação plástica pode fazer parte dos mesmos. 
Neste processo a temperatura desenvolvida durante o corte tem um papel decisivo, 
e atinge ferramentas de corte de qualquer material. 
Deformação Plástica é a mudança da geometria da ferramenta de corte pelo 
deslocamento de massa. Ela ocorre por cisalhamento devido às altas tensões 
atuantes nas superfícies das ferramentas de corte. Em casos extremos vai levar à 
total destruição da cunha cortante da ferramenta, podendo até perder massa. É mais 
comum ocorrer em ferramentas com resistência ao cisalhamento relativamente baixa 
e com maior tenacidade, como o aço-rápido, as ligas fundidas e o metal duro. A 
ocorrência nas cerâmicas é difícil porque a grande fragilidade deste grupo de 
materiais não apresenta campo plástico suficiente para permitir o deslocamento de 
material, promovendo, antes, a quebra ou a fratura. É comum encontrar na literatura 
(Trent e Wright, 2000) o tratamento da deformação plástica como desgaste, o que é 
perfeitamente aceitável, uma vez que ambos promovem a mudança da geometria da 
ferramenta, que podem culminar em destruição total da aresta de corte. 
Assim, num processo de usinagem existem duas causas fortes para 
substituição da ferramenta de corte, a saber: 
I. Ocorrência de uma avaria (trinca, lasca ou quebra). Isto é muito raro de ocorrer no 
corte contínuo (torneamento), a não ser que as condições de corte usadas estão 
acima das condições máximas recomendadas para cada tipo de ferramenta; ou a 
geometria da ferramenta é inapropriada; ou mais raro ainda, quando a ferramenta 
de corte já possui algum defeito de fabricação (o que pode ser evitado por 
inspeções prévias rigorosas, antes do uso). As avarias são mais comuns no corte 
interrompido (fresamento), devido aos choques mecânicos e térmicos inerentes a 
tais processos. 
II. O desgaste ou a deformação atinge proporções elevadas que pode comprometer 
o bom andamento do processo. O desgaste e a deformação acontecem tanto nas 
superfícies de folga como na superfície de saída das ferramentas, em cortes 
contínuos ou interrompidos. 
 
 
11.2. AVARIAS NAS FERRAMENTAS DE CORTE 
As ferramentas de corte usadas no corte interrompido (fresamento) são 
freqüentemente rejeitadas por trincamento, lascamento ou quebras. Neste tipo de 
operação o desenvolvimento do desgaste uniforme, na superfície de folga ou saída, 
será dominante apenas se a ferramenta de corte possuir tenacidade suficiente para 
resistir aos choques mecânicos e térmicos inerentes a tais processos. No corte 
interrompido, uma aresta de corte pode sofrer avarias devido aos choques 
167 
mecânicos originados na entrada ou na saída da peça, ou pelo choque de origem 
térmica, causado pela flutuação da temperatura durante um ciclo (ou revolução) da 
ferramenta. Esta flutuação da temperatura ocorre porque a ferramenta se aquece 
durante a parte ativa do ciclo (de retirada do cavaco) e se resfria durante a parte 
inativa do ciclo (sem retirada de cavaco). A Figura 11.1 apresenta um desenho 
esquemático de um fresamento frontal (ou fresamento de aplainamento), onde os 
ciclos ativos (de corte) e inativos (sem corte) durante uma revolução da ferramenta 
são destacados. 
 
11.2.1. AVARIA DE ORIGEM TÉRMICA 
 
Durante um corte interrompido como, por exemplo, no fresamento de 
faceamento, ilustrado na Figura 11.1, cada dente da ferramenta de corte 
experimenta uma fase ativa, de corte, período em que existe a formação do cavaco 
e, portanto, aquecimento da ferramenta; e uma fase inativa, sem corte, período em 
que não existe a formação de cavaco por aquele dente e, portanto, ocorre o 
resfriamento da ferramenta. Conseqüentemente, as temperaturas num corte 
interrompido flutuam ciclicamente, aumentando durante o tempo ativo da aresta de 
corte e diminuindo durante o tempo inativo.
Figura 11.1. Representação esquemática das fases ativa e inativa da aresta de corte 
num processo de fresamento frontal (Melo et all, 2004). 
 
As condições térmicas das ferramentas de corte utilizadas em cortes 
interrompidos têm sido investigadas por vários pesquisadores (Bhatia et all, 1986; 
Chakraverti et all, 1984a; Wang et all, 1969 e Palmai, 1987). O papel desenvolvido 
pela temperatura no tipo de falha da ferramenta de corte é bem conhecido. A 
variação cíclica dessa temperatura é ilustrada na Figura 11.2. 
A curva a da figura representa o aquecimento da ferramenta em um corte 
contínuo, onde a temperatura tende a se estabilizar em um valor constante. Na 
prática, esse valor irá se alterar quando os efeitos do desgaste começarem a 
interferir no processo. A curva b representa o resfriamento contínuo da ferramenta, 
desde o valor constante de temperatura atingido durante o corte até a temperatura 
ambiente. No corte interrompido, durante o tempo ativo t1, a ferramenta se aquece 
até a temperatura T1. Neste momento inicia-se o tempo inativo t2, quando a 
ferramenta começa a se resfriar, atingindo a temperatura T’1 ao final do tempo t1 + t2. 
Peça 
Fa
se
 a
tiv
a 
Fase inativa 
Fresa 
168 
Neste momento a ferramenta entra novamente em corte (tempo ativo) e o ciclo se 
repete. 
 
t1
T const.
 
Figura 11.2. Variação cíclica da temperatura de corte no processo de corte 
interrompido (Palmai, 1987). 
 
Resultados dessas investigações mostraram que a distribuição de 
temperatura durante o ciclo depende das condições de corte (principalmente da 
velocidade de corte, avanço e da relação entre o tempo ativo e inativo de um ciclo), 
do material da ferramenta de corte e do material de peça. 
A flutuação cíclica da temperatura na interface cavaco-ferramenta leva a uma 
modificação, também cíclica, da distribuição de tensão na região de corte da 
ferramenta, o que pode provocar a formação de trincas térmicas. 
Isto é explicado da seguinte maneira (Ferraresi, 1977): “...a Figura 11.3.a 
apresenta a curva de distribuição da temperatura em relação à profundidade “x”, a 
partir do ponto de contato cavaco-ferramenta. A camada superficial, a uma 
temperatura bastante alta, se dilata. Porém, as camadas subseqüentes a 
temperaturas inferiores, terão uma dilatação bem menor. Como conseqüência, tais 
camadas impedirão o processamento de uma dilatação maior na camada superficial. 
Desta forma, origina-se na camada superficial tensões de compressão (Figura 
11.3.b). Em conseqüência disto, haverá a determinada distância “x” da superfícies 
de contato, tensões de tração. Num instante de tempo seguinte, com a variação da 
temperatura de corte, isto é, com o resfriamento da camada de contato (devido ao 
tempo inativo), essa camada estará submetida à tração (processo inverso ao do 
tempo ativo), enquanto que as camadas subseqüentes passarão a ser solicitadas à 
compressão, e, em função do perfil da temperatura internamente, passa novamente 
à tensão de tração, à partir de uma determinada distância da superfície de saída. 
(figuras 11.3.c e d)...” 
Além da ação cíclica do corte interrompido, esse fenômeno pode, também, 
ser promovido por variação de temperatura causada por acesso irregular do 
refrigerante de corte (Ferraresi, 1977). 
 
169 
 
Figura 11.3. Distribuição da temperatura e de tensões em pastilhas de metal duro, 
no corte interrompido (Ferraresi, 1977). 
 
Essas flutuações cíclicas da tensão, cujas taxas dependem da rotação, que 
pode chegar a valores elevadíssimos (50.000 rpm), promoverão o aparecimento de 
trincas por fadiga, principalmente nas ferramentas de metal duro. É raríssimo 
encontrar citações na literatura de trincas de origem térmica em ferramentas que 
não sejam de metal duro. As ferramentas de aço-rápido costumam ter tenacidade 
suficiente para suportarem as variações de tensões, sem nucleação de trincas; e as 
ferramentas cerâmicas são frágeis os suficientes para lascarem ou quebrarem, sem 
permitirem que trincas sejam observadas em suas superfícies. Entretanto, 
recentemente, Santos (2004), fabricando dentes de engrenagens com fresas 
caracóis de aço-rápido, observou trincas de origem térmica na superfície dessas 
ferramentas, que eram fabricadas pelo processo de metalurgia do pó. Essas trincas, 
normalmente, correm perpendicularmente à aresta de corte pelas superfícies de 
saída e folga das ferramentas, como ilustrado na Figura 11.4. Essas trincas, que 
são, portanto, de origem térmica, por um processo de erosão se transformam em 
sulcos, conhecidos por “sulcos desenvolvidos em forma de pentes” (combcracks, da 
literatura inglêsa), ilustrado na Figura 11.5. 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 11.4. Trincas de origem térmica observadas em uma ferramenta de metal 
duro (Metals Handbook, 1989). 
 
Neste processo, é importante ressaltar que a formação dos sulcos 
desenvolvidos em forma de pente, ou simplesmente sulcos de origem térmica, 
acontece em duas etapas distintas. A primeira etapa compreende o período de 
 
Aresta de corte 
Superfície de saída 
Superfície de folga 
170 
abertura da trinca térmica e a segunda etapa compreende o período de 
transformação da trinca em sulco. 
 
 
Figura 11.5. Sulcos desenvolvidos em forma de pentes (Ferraresi, 1977). 
 
O número de sulcos está relacionado com o número de trincas térmicas, que 
é função da variação da temperatura durante o ciclo (ou giro) de cada dente da 
ferramenta e do número de ciclos térmicos. Quanto maior a variação de temperatura 
e o número de ciclos térmicos, maior o número de sulcos. A velocidade de corte, o 
avanço, a tenacidade das ferramentas de corte são parâmetros influentes no 
processo conforme mostram as Figuras 11.6 a 11.8, respectivamente (Lehewald, 
citado por Ferraresi, 1977). 
Observa-se na Figura 11.6 que o aumento da velocidade de corte aumenta o 
número de sulcos em forma de pente. Isto ocorre porque a variação de temperatura, 
ΔT, é aumentada com o aumento deste parâmetro. Em seu trabalho de doutorado, 
Melo (2001) encontrou resultados concordantes com os de Lehewald. 
Na Figura 11.7 observa-se que o aumento do avanço faz diminuir o número de 
sulcos desenvolvidos em forma de pente. O aumento do avanço, segundo Ferraresi 
(1977), apesar de aumentar a temperatura média, tende a reduzir a variação de 
temperatura ΔT, o que promove uma redução no número de sulcos desenvolvidos 
em forma de pente. Este resultado, entretanto, não concorda com os resultados 
obtidos por Bhatia et all (1979), que verificaram que o aumento do avanço no corte 
interrompido provoca um aumento no ΔT. Melo (2001), em sua tese de doutorado, 
171 
também, observou um aumento discreto da quantidade de trincas térmicas com o 
aumento do avanço por dente, contrariando os achados de Lehewald. 
 
 
Figura 11.6. Influência da velocidade de corte sobre a formação de sulcos no 
fresamento (Lehewald, citado por Ferraresi, 1977). 
 
 
Figura 11.7. Números de sulcos em forma de pente em função do percurso de corte 
por dente para o fresamento com diversos avanços por dente 
(Lehewald, citado por Ferraresi, 1977). 
 
 A Figura 11.8 mostra que quanto maior a tenacidade das ferramentas de corte 
maiores são as resistências aos choques térmicos e, por conseguinte elas 
apresentam menores números de trincas. Neste gráfico o número de sulcos aparece 
172 
em função do número de cortes. Observa-se que, inicialmente, o número de sulcos 
cresce exponencialmente e, após um determinado valor, estabiliza. Quanto mais 
tenaz for a ferramenta, menor o número de trincas na estabilização. 
 
Figura 11.8. Números de sulcos em forma de pente em função do percurso de corte 
por dente para o fresamento com diversos materiais de ferramenta 
(Lehewald, citado por Ferraresi, 1977).
Ferraresi (1977) denominou o número de trincas na estabilização de “número 
limite de sulcos”, que foi observado, também por Ekemar et all (1970). O número de 
trincas se estabiliza porque o processo de fadiga é aliviado pela abertura dessas 
trincas. As cavidades das trincas absorvem o processo de dilatação e retração das 
superfícies da ferramenta, de tal forma que as tensões geradas não são suficientes 
para promover abertura de nova fissura. A distribuição uniforme e eqüidistante 
destas trincas ao longo da largura de corte, b, é uma evidencia forte de que esta 
explicação faz bastante sentido. 
Melo (2001) fez ainda diversos testes de fresamento com o objetivo de 
estudar o comportamento de formação das trincas de origem térmica em função da 
profundidade de corte. O gráfico da Figura 11.9 mostra os resultados obtidos para 
uma ferramenta da classe ISO P25, sem revestimento, usinando aço ABNT 1045. A 
densidade de trincas (número de trincas dividido pela largura de corte, b) foi 
determinada para tempos de vida distintos, dados pelo percurso de avanço, lf, de 
500, 1000 e 1500mm. 
Nota-se pouca variação na densidade de trincas térmicas com a variação da 
profundidade de corte dentro da faixa estudada (de 1,0 a 2,5 mm). O aumento da 
profundidade de corte aumenta a área da seção de corte e, por conseguinte a 
potência e o calor gerado durante a fase ativa, mas esta maior quantidade de calor é 
distribuído numa área, também, maior. Como resultado a variação de temperatura, 
ΔT, não sofre grandes alterações. 
173 
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
3,5
4
4,5
1 1,5 2 2,5
Profundidade de corte (mm)
D
en
si
da
de
 m
éd
ia
 d
e 
tri
nc
as
 té
rm
ic
as
 
(m
m-
1 )
Lf = 500 mm Lf = 1000 mm Lf = 1500 mm
 
Figura 11.9. Densidade média de trincas térmicas em função da profundidade de 
corte. fz = 0,15 mm/dente; vc = 240 m/min (Melo, 2001). 
 
Um outro parâmetro de corte de influência na formação das trincas térmicas 
avaliado por Melo (2001) foi a penetração de trabalho (ae). Neste caso, foram 
usadas penetrações de trabalho de 80, 55 e 30 mm (Figura 11.10) no processo de 
fresamento frontal com ferramentas da classe ISO P40, na usinagem de aço ABNT 
1045. A penetração de trabalho é importante porque altera diretamente a grandeza 
“r”, relação do tempo ativo (aquecimento), t1, pelo tempo inativo (resfriamento), t2. 
55 
ae = 30 mm 
 80 
500 mm 
Barra de teste 
Fresa 
Figura 11.10. Penetrações de trabalho utilizadas nos testes (Melo, 2001). 
 
 O gráfico da Figura 11.11 mostra os resultados obtidos após usinagem de um 
percurso de avanço, lf, de 500m. Observa-se que não é verificada variação 
significativa na quantidade de trincas térmicas comparando-se os resultados para ae 
de 30 e de 55 mm. Porém, nota-se que o número de trincas caiu quando a 
penetração de trabalho foi de 80 mm. Atribuiu-se este comportamento novamente à 
variável ΔT. Neste caso, o aumento da penetração de trabalho provoca, como 
conseqüência, o aumento do tempo ativo e a redução do inativo (aumento da 
variável r). Desta forma, a ferramenta de corte passaria a sofrer menor variação de 
174 
temperatura a cada ciclo, reduzindo o ΔT e, conseqüentemente, as tensões térmicas 
sobre a aresta de corte, diminuindo, desta forma, a quantidade de trincas térmicas. 
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
30 55 80
Penetração de trabalho (mm)
D
en
sid
ad
e 
m
éd
ia
 d
e 
tri
nc
as
 té
rm
ica
s 
(m
m
-1
)
 
Figura 11.11. Densidade média de trincas térmicas em função da penetração de 
trabalho (ae). vc = 240 m/min; fz = 0,15 mm/dente e ap = 2,0 mm 
(Melo, 2001). 
 
Em um trabalho interessante, cujo principal objetivo foi verificar a real 
influência da temperatura no processo de geração de trincas de origem térmica, 
Lehewald, citado por Ferraresi (1977), desenvolveu um sistema especial de 
aquecimento da ferramenta de corte por meio de uma resistência elétrica. Em seus 
experimentos, a temperatura da pastilha, cujo controle foi feito por um 
termoelemento posicionado bem próximo à aresta de corte, atingiu 400oC. Com a 
ferramenta aquecida, e torneando uma peça descontínua, ele registrou o número de 
sulcos em forma de pente em função do tempo de corte e do percurso de corte. A 
Figura 11.12 apresenta o esquema deste suporte especial e os resultados 
encontrados. 
 
 
Figura 11.12. Aquecimento da ferramenta de corte e sua influência no número de 
sulcos desenvolvidos em forma de pente, no processo de corte 
interrompido (Lehewald, citado por Ferraresi, 1977). 
175 
 Observa-se que quando o teste foi feito sem aquecimento, com 8min de corte 
(30cm de percurso de corte) 11 sulcos em forma de pente já haviam sido 
registrados, e que com pouco mais de 40min de corte (próximo de 200cm de 
percurso de corte) este número subiu para 17. O aquecimento da pastilha em 300oC 
fez reduzir os números de sulcos, de maneira que o quinto sulco só foi aparecer 
após 75min de corte (aproximadamente 325cm de percurso de corte). Quando o 
aquecimento foi a 400oC, praticamente eliminou os sulcos. O único sulco registrado 
só apareceu após 68min de corte (300cm de percurso de corte). Esta é a prova mais 
contundente de que o mais importante no processo é a variação de temperatura ΔT. 
O aquecimento reduz o resfriamento da pastilha, diminuindo a diferença de 
temperatura T1 - T1’ (Figura 11.2), reduzindo proporcionalmente a variação de tensão 
superficial, como abordado com auxílio da Figura 11.3, e conseqüentemente 
restringindo a geração de trincas de origem térmica na superfície da ferramenta. 
Uma outra variável importante no processo de formação de trincas de origem 
térmica é o fluido de corte. Vieira et all (2001), testando vários tipos de fluidos de 
corte no fresamento de um aço liga, com ferramentas de metal duro (ISO P45) triplo-
revestidas, onde a causa principal de rejeição das ferramentas foi os sulcos 
desenvolvidos em forma de pente, mostraram que com relação à vida da ferramenta, 
o corte a seco sempre superou a situação em que um fluido de corte foi aplicado. A 
Figura 11.13 mostra estes resultados, com o detalhe do desgaste de uma das 
ferramentas utilizadas quando se aplicou um fluido de corte sintético. 
 
 
1
10
100
100 120 140 160 180 200 220
v [m/min]
T 
[m
in
]
Dry Sol. 5% S.Synt. 5% Synt. 5% Synt. 10%
 
 
Figura 11.13. Vida da ferramenta no fresamento frontal de aço ABNT 8640, com 
aplicação de vários fluidos de corte e a seco: a- Seco; b- Sintético 5%; 
Sintético 10%; d- Emulsionável 5%; e- Semi-Sintético 5%. No detalhe 
o desgaste de uma ferramenta quando se empregou o fluido sintético 
5% (Vieira et all, 2001). 
 
Pode-se observar claramente os sulcos desenvolvidos em forma de pente, 
além de material da peça aderido na superfície de folga. Este padrão de desgaste foi 
observado em todos os testes. 
Melo (2001) também usou fluidos de corte em seus experimentos e confirmou 
o efeito negativo de fluidos de corte no fresamento frontal de aço ABNT 1045, com 
 
b 
a 
e 
d 
c 
176 
ferramentas de metal duro revestidas, onde trincas térmicas estão predominando. 
Neste trabalho o autor propõe um modelo de evolução do desgaste, após intensa 
análise de desgaste no microscópio eletrônico de varredura - MEV. Neste modelo, a 
transformação das trincas térmicas em sulcos é considerada. 
 É importante destacar, que as trincas térmicas, além de se evoluírem para 
sulcos, podem, muitas vezes, interagir com trincas de origem mecânica e 
promoverem destacamentos de materiais das superfícies das ferramentas de corte. 
Podem ocorrer lascamentos menores ou maiores. Neste ultimo caso a literatura 
inglesa chama o lascamento de “spalling”. Sabe-se que as trincas térmicas nas 
superfícies de
folga e de saída da ferramenta sempre se apresentam 
perpendiculares à aresta de corte. Trincas de origem mecânicas, como se verá 
adiante, se apresentam, normalmente, paralelas à aresta de corte. Assim, uma 
ferramenta que desenvolveu trincas de origem térmica, quando sofre choques 
mecânicos demasiados (devido, por exemplo, ao desgaste excessivo), e 
desenvolvem, também, trincas paralelas, o encontro e interações entre estas trincas 
são inevitáveis. A conseqüência é o spalling, como ilustrado na Figura 11.14. A 
continuidade da usinagem com esta ferramenta vai aumentar as áreas lascadas, 
com conseqüente condenação da ferramenta de corte. 
 
 
 
 
Figura 11.14. Ilustração da formação de lascamentos (spalling) na presença de 
trincas térmicas, no fresamento de aço com ferramenta de metal duro 
revestida (Metlo et all, 2004). 
 
Wang et all (1996) apresentaram um estudo teórico-experimental que, em 
princípio, contraria a análise do processo de formação dos sulcos em forma de 
pente, apresentada anteriormente por Ferraresi (1977). Eles simularam o ciclo 
térmico do corte interrompido, usando pulsos de laser em ferramentas de metal 
duro, medindo simultaneamente os valores de temperaturas dinâmicos. Eles 
concluíram que a queda de temperatura durante o tempo inativo (T1 - T’1, da Figura 
11.1) é muito pequena e insuficiente para induzir tensões de tração na superfície de 
saída da ferramenta. Deste modo, as trincas térmicas não acontecem durante este 
tempo do ciclo térmico. Eles propõem que essas trincas térmicas se desenvolvem 
ciclicamente pelo aumento do gradiente de temperatura a cada entrada ferramenta 
na peça. Esta abordagem, entretanto, foi rebatida por Melo et all (2003), após 
0,2 mm 
0,5 mm 
177 
medições de temperatura, com sensor infravermelho, na entrada e na saída da 
ferramenta da peça. 
Vários outros pesquisadores (Kakino et all, 1984; Chakraverti et all, 1984b; 
Bhatia et all, 1978; Yellowley e Barrow, 1976 e Chandrasekaram, 1985) têm-se 
dedicado ao estudo da origem dessas trincas, e eles concluíram que elas se tornam 
a maior causa de falhas das ferramentas, em velocidades de corte elevadas. Já a 
velocidades de corte baixas, as trincas de origem mecânicas são as principais 
responsáveis pelas falhas das ferramentas de corte. 
 
11.2.2. AVARIA DE ORIGEM MECÂNICA 
 
As trincas de origem mecânicas podem ocorrer devido aos “choques 
mecânicos” ocorridos durante a entrada da aresta de corte na peça (The, 1977) ou 
durante a saída dela da peça (Pekelharing, 1978; Pekelharing, 1984; Van Luttervelt, 
1984 e Ghandi e Barrow, 1985). Normalmente, elas correm paralelas à aresta de 
corte, tanto na superfície de saída como na superfície de folga da ferramenta, 
culminando em lascamentos, que podem condenar a ferramenta de corte. 
 
a). NA ENTRADA DA FERRAMENTA NA PEÇA 
 
No corte interrompido, fresamento, por exemplo, a cada ciclo ou giro da fresa, 
cada inserto ou dente que compõem a ferramenta sofre um impacto violento na 
entrada na peça de trabalho. Este impacto é causado porque a ferramenta vem sem 
sofrer qualquer tipo de carregamento mecânico no final do ciclo inativo, e entra muito 
rapidamente no corte (início do tempo ativo), quando passa a sofrer um pesado 
carregamento compressivo. Quando uma ferramenta gira em alta rotação, às vezes 
acima de 1000 rpm, podendo, em casos especiais, chegar a 50.000 rpm em 
máquinas modernas de HSC (High Speed Cutting), a ferramenta vai experimentar 
um número muito elevado de impactos por minuto. 
Quando a situação é desfavorável, a ferramenta pode sofrer lascamento ou 
mesmo a quebra no primeiro ciclo ou giro. Situações desfavoráveis ocorrem quando 
as condições de corte são abusivas, isto é, acima das indicadas para aquela classe 
e geometria da ferramenta. Caso a ferramenta seja corretamente especificada ela 
terá a tenacidade suficiente para evitar sua quebra imediata. Entretanto, mesmo 
possuindo tenacidade suficiente para evitar uma avaria imediata, a ferramenta de 
corte vai estar sujeita a um carregamento repetitivo a cada entrada na peça, que 
pode levar ao aparecimento de trincas. 
Uma característica importante dessas trincas de origem mecânica é que elas 
correm paralelas à aresta de corte, ao contrário das de origem térmicas, que se 
propagam perpendicularmente à aresta de corte. Elas irão propagar e podem 
interagir ou com outras trincas, inclusive com as de origem térmica e levar ao 
aparecimento de lascas, como mostrado na Figura 11.14. É evidente que quanto 
maior for este carregamento, mais rápido a avaria ocorrerá. Portanto, grandes 
profundidades de corte, grandes avanços, alta resistência da peça de trabalho, entre 
outros fatores, aceleram o processo de fadiga e avaria da ferramenta de corte. 
178 
A Figura 11.15 apresenta avarias de origem mecânica, em uma ferramenta 
utilizada no fresamento de aço inoxidável austenítico ABNT 304. Observa-se que 
grandes lascas foram destacadas da superfície de saída da ferramenta, situações 
típicas de avaria na entrada da ferramenta na peça. 
 
 
Figura 11.15. Lascas de origem mecânica em ferramenta de metal duro utilizada no 
fresamento de aço inoxidável austenítico. 
 
Normalmente, neste processo de lascamento, haverá pontos mais favoráveis 
à nucleação de uma lasca, que se multiplicam com o aumento do número de ciclos 
de carregamentos na entrada da ferramenta na peça. A área lascada aumenta até 
atingir proporções em que irá condenar a ferramenta de corte. 
Os problemas de choques mecânicos na entrada podem ainda ser agravados 
pela tendência de adesão do cavaco na superfície de saída (Kabaldin, 1980). Certos 
materiais, como o titânio e aços inoxidáveis, têm esta tendência de promover a 
adesão completa dos elementos de cavacos na superfície de saída da ferramenta, 
que permanecem ali durante todo o tempo inativo de um ciclo. Quando a aresta 
reentra na peça, a presença de um elemento de cavaco, promove problemas extras 
de entrada. A Figura 11.16 mostra um exemplo desta adesão de elementos de 
cavaco na superfície da ferramenta de corte. 
 
 
Figura 11.16. Detalhe de um elemento de cavaco aderido na superfície de saída de 
uma ferramenta utilizada para fresar aço inoxidável austenítico ABNT 
304. 
 
Esta adesão ocorre porque a superfície lascada é “virgem”, isto é, é uma 
superfície recém formada, portanto, isenta de impurezas e de óxido, além de se 
apresentarem a temperaturas elevadas, condições estas extremamente favoráveis a 
interação com o material da peça. Além de apresentar o problema de elementos de 
Superfície da saída 
Superfície de folga 
179 
cavacos aderidos, muitas vezes a arestas das lascas são pontos de ancoragem de 
material da peça, como ilustrado na Figura 11.17. O fluxo de material que passa 
imediatamente adjacente à superfície, que pode ser de cavaco, quando na superfície 
de saída, ou da peça, quando na superfície de folga, vai se depositar na região 
lascada, favorecendo, com o prosseguimento do corte, o desenvolvimento de outros 
mecanismos de desgaste, como o attrition e a difusão. 
 
 
Figura 11.17. Vista da superfície de folga de uma ferramenta de metal duro utilizada 
no fresamento de aço inoxidável austenítico ABNT 304 com lascas e 
ancoragem de material da peça. 
 
 
b). NA SAÍDA DA FERRAMENTA NA PEÇA 
 
Pekelharing (1978 e 1984) foi quem mais estudou avarias em ferramentas de 
metal duro na saída da ferramenta da peça de trabalho. Suas investigações foram 
incentivadas por detalhadas análises de processos de corte interrompidos no chão 
de fábrica de algumas empresas em que dava consultoria. Em uma aplicação, ele 
observou que apenas os dentes impares de uma fresa multicortante de oito dentes 
apresentaram quebra da cunha, enquanto os dentes pares estavam inteiros. Isto 
chamou a atenção do autor que o levou a uma análise mais
criteriosa e detalhada da 
situação, levando-o a observar o fenômeno, que ele mesmo batizou de “formação do 
pé”. A razão de acontecer apenas nos dentes impares será comentada 
posteriormente. 
Pekelharing (1978), então concluiu que o lascamento excessivo de 
ferramentas de metal duro usadas no fresamento é devido a problemas durante a 
saída da aresta de corte da peça. Quando a ferramenta se aproxima da saída da 
peça promove uma rotação no plano de cisalhamento primário, tornando-o negativo, 
resultando na ocorrência do fenômeno, conhecido como “formação do pé” (foot 
forming), pela semelhança desse com um pé humano. A Figura 11.18 mostra a 
seqüência de formação desse fenômeno, que é peculiar a determinadas geometrias 
de saída da peça. Observa-se que à medida que a ferramenta se aproxima da borda 
de saída da peça, o plano de cisalhamento, que inicialmente era positivo vai 
diminuindo, passando para valores negativos. Isto acontece porque ao se aproximar 
da borda de saída da peça, a ferramenta, com seu esforço de corte, não tem a 
180 
restrição da resistência do material em condições normais. Devido à falta de apoio, a 
borda se deforma no sentido de cisalhamento negativo, até a ruptura, antes de 
atingir a borda, promovendo a formação do pé. A separação desta forma de cavaco 
no exemplo da figura acontece quando ainda faltava 0,21mm para a ferramenta 
atingir a borda lateral da peça. 
 
 
Figura 11.18. Formação do pé (Pekelharing, 1978). 
 
Usando técnicas de elementos finitos, Pekelharing (1984) demonstrou que, 
devido à rotação do plano de cisalhamento primário, a ponta da ferramenta passa de 
um estado fortemente compressivo, para um estado de tração. Assim, dependendo 
das dimensões do corte (dimensões do cavaco), do material da peça e do material 
da ferramenta, esta inversão do estado de tensão pode promover a quebra da ponta 
da ferramenta. A Figura 11.19 detalha os valores da tensão cisalhante trativa na 
hora da abertura da trinca. A tensão cisalhante, que quando o ângulo de 
181 
cisalhamento é positivo, tem a direção da esquerda para direita na figura, passa a 
ter a direção da direita para a esquerda, quando o ângulo de cisalhamento atinge o 
valor negativo. 
 
Figura 11.19. Distribuição de tensão na ponta da ferramenta de corte no instante que 
a trinca é aberta para a formação do pé (Pekelharing, 1978). 
 
 
Obviamente, este tipo de falha pode ser evitado quando a ferramenta de corte 
tiver a necessária tenacidade para evitar a ruptura quando da inversão das tensões 
na ponta da cunha. Deve-se observar, também, que quanto mais pesado for o corte 
(grande profundidades, grandes avanços e alta resistência do material da peça), 
mais crítico será o carregamento e mais susceptível estará a ferramenta de sofrer a 
ruptura. Se a ferramenta não resistir, a formação do pé no cavaco será a 
companhada de uma fratura da ponta da ferramenta, comprometendo seriamente a 
integridade da ferramenta. A Figura 11.20 detalha esta fratura (Pekelharing, 1978). 
 
 
Figura 11.20. Formação do pé com ruptura da ponta da cunha da ferramenta de 
corte (Pekelharing, 1978). 
182 
 
A Figura 11.21 apresenta a explicação do pé se formar apenas nos dentes 
impares das ferramentas. 
 
Figura 11.21. Formação do pé a)- em dentes impares; b)- em dentes pares 
(Pekelharing, 1984). 
 
Observa-se que após o dente impar promover a formação do pé, ele deixa a 
borda de saída da peça chanfrada. Isto favorece a saída do dente posterior, no caso 
o dente par, aliviando a saída e evitando a formação do fenômeno neste dente. Em 
fresas com número de dentes impares, a combinação levará todos os dentes à falha 
após algumas rotações da fresa. Assim, este tipo de falha pode, também, ser 
evitado quando a aresta de saída da peça está chanfrada. Nesta situação todos 
dentes da fresa encontrarão a saída com a geometria mostrada em “b” da figura 
11.21. 
Outro parâmetro importante no processo é o ângulo de saída da ferramenta 
da peça, ε. No fresamento, a espessura de corte, h, é máxima no centro da fresa, na 
direção de avanço. A espessura de corte, h, aumenta da entrada na peça até o 
centro, atingindo, então o valor máximo, e reduz à medida que se afasta do centro 
no movimento de saída da peça. Quando o ângulo de saída, ε, é zero, tem-se o 
maior valor de espessura de corte, h, na saída da peça. Isto torna crítico o processo 
de formação do pé. À medida que o ângulo de saída da peça se afasta do zero (pra 
negativo ou positivo), o processo de carregamento na saída da ferramenta da peça 
vai aliviando, podendo até evitar a formação do fenômeno. 
Pekelharing (1978) encontrou a supressão da formação do pé quando o 
ângulo de direção da saída, ε, é maior que 20o ou menor que -45o, como mostrado 
na Figura 11.21. Estes números concordam com os apresentados pela Sandvik, 
(sem data). 
Pode-se, portanto, evitar a falha na saída da ferramenta da peça, usando o 
chanfro na superfície da peça ou usando uma geometria de saída segura, conforme 
abordado neste item. O processo fica mais crítico quando se está faceando uma 
183 
superfície totalmente irregular, como por exemplo, a face superior de um bloco de 
motor, onde a ferramenta experimenta várias saídas, sendo impossível evitar as 
direções perigosas mostradas na Figura 11.21. Neste caso a sugestão é reduzir as 
condições de corte de maneira a aliviar o carregamento, diminuindo, por exemplo, a 
profundidade de corte. 
 
 - 45o + 20o
 
Figura 11.21. Ângulo de direção de saída ε (Sandvik, sem data). 
 
 
11.3. DESGASTE NAS FERRAMENTAS DE CORTE 
 
Mesmo se a ferramenta de corte tiver a tenacidade suficiente para evitar uma 
avaria, infelizmente, ela não está salva. Durante a usinagem dos metais a ação do 
corte muda a forma e, portanto a geometria original da ferramenta de corte. Verifica-
se um desgaste progressivo tanto na superfície de folga como na superfície de saída 
da ferramenta. A Figura 11.22 apresenta as principais áreas de desgaste de uma 
ferramenta de corte. 
Pelo menos três formas de desgaste podem ser identificadas nesta figura: 
I. Desgaste de cratera (área A da Figura 11.22); 
II. Desgaste de flanco (área B da Figura 11.22); 
III. Desgaste de entalhe (notch wear, áreas C e D da Figura 11.22). 
 
Antes que um desses desgastes atinja grandes proporções, de maneira a 
colocar o processo de corte em risco, a ferramenta deverá ser reafiada ou 
substituída. 
184 
 
 
Figura 11.22. Principais áreas de desgaste de uma ferramenta de corte (Dearnley e 
Trent, 1982). 
 
 
A Figura 11.23 mostra os parâmetros utilizados pela norma ISO 3685 (1997) 
para quantificar esses desgastes. Os principais são 
KT = profundidade da cratera, 
VBB = desgaste de flanco médio, 
VBBmax = desgaste de flanco máximo, 
VBN = desgaste de entalhe. 
 
 
VBN VCN 
 
Figura 11.23. Parâmetros utilizados para medir os desgastes das ferramentas de 
corte (ISO 3685, 1977). 
 
 
O tempo em que uma ferramenta de corte trabalha efetivamente antes de ser 
reafiada ou substituída é denominado de “vida da ferramenta de corte”, T. Um 
critério deve ser usado então, para determinar o fim de vida da ferramenta, de 
185 
maneira a manter o processo produtivo dentro de condições econômicas 
adequadas. 
Em usinagem, normalmente, as ferramentas de corte se desgastam seguindo 
uma curva padrão, representada na Figura 11.24. Observa-se que na evolução do 
desgaste são distinguidos três estágios, I, II e III. 
 
 
quebra 
* 
I II III 
Tempo 
D
es
ga
st
e 
 
Figura 11.24. Comportamento do desgaste de uma ferramenta de cote com o tempo 
de corte. 
 
Na ordenada o desgaste pode ser representado por qualquer um dos 
parâmetros que identificam os desgastes de flanco, cratera ou entalhe, mostrados 
na Figura
11.23 (VBB, VBBmax, VBN, ou KT). 
O estágio I é o inicial, nos primeiros minutos de corte, quando o desgaste 
apresenta uma taxa decrescente de desgaste (a tangente à curva apresenta ângulos 
de inclinação decrescentes). Neste estágio, a ferramenta sofre um desgaste 
acelerado no início do corte, natural de adequação ao sistema tribológico envolvido, 
como se a cunha cortante estivesse se acomodando ao processo, passando então a 
apresentar uma taxa de desgaste cada vez menor com o passar do tempo, e uma 
primeira inflexão no final deste estágio é observada. O estágio II se caracteriza por 
uma taxa de desgaste constante ao longo do tempo (a tangente à curva apresenta 
ângulos de inclinação constantes). A ferramenta já se encontra totalmente adequada 
ao processo e os mecanismos específicos de desgaste operam numa taxa 
constante, até atingir uma nova inflexão. No começo do estágio III acontece o início 
de uma aceleração no desgaste, aumentando acentuadamente a taxa (a tangente à 
curva apresenta ângulos de inclinação crescentes), promovendo em curto espaço de 
tempo a quebra da ferramenta, caso o corte tenha continuidade dentro deste 
estágio. Isto acontece porque o desgaste atingiu níveis tão elevados, que as 
temperaturas e tensões envolvidas irão promover, eventualmente, o colapso da 
ferramenta. 
186 
Os técnicos envolvidos com o processo de usinagem devem, portanto, 
observar atentamente a evolução desta curva, para evitar que a mesma atinja o 
estágio III, pois dentro deste estágio o tempo para ocorrer a quebra é muito curto, 
tornando-se muito difícil evitá-la. As conseqüências de uma quebra de ferramenta 
em serviço podem representar um custo muito elevado. O mais comum é o refugo 
da peça, sendo, portanto, uma responsabilidade maior quanto mais nobre for o 
material da mesma. Materiais como superligas de Ti e Ni, aços inoxidáveis, ligas de 
cobre e alumínio são, normalmente, caras o suficiente para gerar maiores 
preocupações. Além do refugo da peça, uma quebra de pastilha pode danificar o 
suporte, uma vez que não raro a resta de corte é substituída pela aresta do suporte. 
Estes suportes são fabricados em aço comum ou aço liga, sem dureza suficiente 
para exercerem o papel de ferramenta. A falha do inserto ocorre repentinamente, e 
mesmo com um bom sistema de segurança na máquina, o dano no suporte é 
praticamente inevitável. Entretanto, se o inserto vier a quebrar, a conseqüência mais 
prejudicial é a danificação no eixo-árvore da máquina-ferramenta. Quando a aresta 
da ferramenta deixa de estar presente, o suporte a substitui, sem geometria e 
material adequados para responderem pelo processo. Isto eleva imediatamente os 
esforços inerentes, podendo levar ao empenamento do eixo-árvore. Quando 
estiverem envolvidas máquinas de concepção moderna como as atuais, o custo de 
reparo deste eixo pode significar uma boa soma de dinheiro. 
Em operações de acabamento os critérios adotados são relacionados com 
parâmetros de rugosidade superficial, e portanto, na maioria das vezes muito aquém 
do estágio III. Mas em operação de desbaste, os técnicos de usinagem devem ter 
total conhecimento do comportamento da curva padrão de desgaste, para adotar 
critérios de fim de vida de ferramentas que evitem atingir o estágio III. Por outro lado, 
por questões econômicas, ele não pode determinar um critério que fique muito 
aquém do mesmo, porque irá condenar uma ferramenta prematuramente. O ideal é 
se ter um sistema de monitoramento, que poderá auxiliar com bastante segurança 
na definição do critério. As componentes da força de usinagem, a potência do motor 
de acionamento do eixo-árvore (Caldeirani Filho, 1998), a temperatura de corte, a 
vibração do sistema (Sousa, 1998), a emissão acústica (Pigari, 1995) são 
parâmetros muito usados para este fim. Todos eles têm uma correspondência muito 
forte com a curva padrão de desgaste. Assim, um controle de um desses parâmetros 
pode ser usado para indicar o final de vida da ferramenta e indicar o momento de 
troca da aresta cortante. Por serem poucas intrusivas e práticas, a vibração do 
sistema e a potência do motor de acionamento do eixo-árvore são os parâmetros 
mais utilizados. 
Os critérios de fim de vida recomendados pela ISO (1977) para ferramentas 
de aço-rápido, metal duro e cerâmica, em operações de desbaste, são: 
 
I. Desgaste de flanco médio, VBB = 0,3 mm; 
II. Desgaste de flanco máximo, VBBmax = 0,6 mm; 
III. Profundidade da cratera, KT = 0,06 + 0,3fc, onde fc é o avanço de corte em 
mm/rev; 
IV. Desgaste de entalhe, VBN e VCN = 1,0 mm; 
V. Falha catastrófica. 
 
Desta maneira, quando qualquer um dos limites for ultrapassado, recomenda-
se a reafiação ou substituição da ferramenta de corte. 
187 
Em operações de acabamento a norma recomenda critérios baseados em 
parâmetros de rugosidade superficial, como o Ra. 
É importante salientar que estes valores sugeridos pela norma ISO 3685 
(1977) são para testes de vida de ferramenta, e industrialmente esses parâmetros 
podem assumir valores diferentes, pois eles dependem de vários fatores tais como: 
rigidez da máquina ferramenta, precisão requerida na peça, etc..., que são diferentes 
para diferentes companhias. Uma maneira prática muito utilizada industrialmente é 
permanecer usando a aresta de corte até que as peças produzidas saiam das 
especificações de tolerância e/ou acabamento de projetos. Entretanto, se persistir 
em continuar usando uma aresta de corte após um elevado nível de desgaste um 
alto grau de risco está em jogo, pois valores excessivos de desgaste causam 
aumento da força de usinagem e da geração de calor, elevando a chance de 
promover a falha catastrófica da ferramenta. 
 
11.4. MECANISMOS DE DESGASTE 
 
Em condições normais de corte, uma das formas de desgaste apresentada na 
Figura 11.22 irá prevalecer, e elas se desenvolvem por vários mecanismos de 
desgaste. Vieregge (1970) citado por König e Klocke (1997) apresentou um 
diagrama, reproduzido na Figura 11.25, que se tornou clássico quando se trata de 
mecanismos de desgastes. 
 
Difusão
Abrasão
Oxidação
Adesão
D
es
ga
st
e 
To
ta
l
Temperatura de Corte
(Velocidade de Corte; Avanço e outros fatores) 
Figura 11.25. Diagrama de distribuição dos mecanismos de desgaste das 
ferramentas de corte (Vieregge, 1970, citado por König e Klocke, 
1997). 
 
Neste diagrama os mecanismos de abrasão, adesão, difusão e oxidação são 
apresentados em função da temperatura de corte, ou qualquer parâmetro que a 
influencia, principalmente a velocidade de corte. Em baixas temperaturas apenas os 
mecanismos de adesão e abrasão estão presentes e a adesão é predominante, 
188 
enquanto que em temperaturas elevadas, a adesão perde lugar para os novos 
mecanismos de difusão e oxidação. Observa-se que estes dois mecanismos vão 
crescendo em participação com o aumento da temperatura e que a difusão cresce 
numa escala exponencial. Este diagrama também salienta que o desgaste total 
cresce muito com o aumento da temperatura de corte. 
A literatura apresenta variações na classificação dos mecanismos de 
desgaste, porém, grande parte dos trabalhos existentes considera pelo menos seis 
mecanismos diferentes (Trent e Wright, 2000 e Wright e Biagchi, 1981) sumarizados 
na Figura 11.26. 
 
 
Figura 11.26. Mecanismos e processos de desgaste que podem acontecer nas 
ferramentas de corte (Trent e Wright, 2000). 
 
 
Observa-se que Trent e Wright (2000) colocam a deformação plástica como 
mecanismos de desgaste (mecanismos 1 e 2 da figura) e que na introdução deste 
capítulo a deformação plástica foi considerada como um dos elementos de 
destruição da ferramenta de corte, no mesmo nível do desgaste e da avaria. 
O mecanismos de número 3, 4 e 5 coincidem com aqueles apresentados por 
Vieregge (1960), citado por König e Klocke (1997), enquanto
o mecanismo de 
número 6, na realidade é uma forma de desgaste, como apresentado na Figura 
11.22. Trent e Wright destacam-no como mecanismo porque na realidade falta 
consenso na literatura para explicar com exatidão esta forma de desgaste. A 
oxidação, que não aparece destacado nos mecanismos de Trent e Wright, mas está 
presente, ou faz parte do desgaste de entalhe, como se verá adiante. 
A seguir, estes 6 mecanismos de desgaste serão definidos individualmente. 
189 
 
 
11.4.1. Deformação Plástica Superficial por Cisalhamento a Altas Temperaturas 
(Figura 11.26.1) 
 
 
Como já citado, este não é propriamente um mecanismo de desgaste, mas 
sim um processo de destruição da ferramenta de corte que Trent e Wright preferiram 
classificá-lo como mecanismo. Ele ocorre mais provavelmente na usinagem de 
metais com alto ponto de fusão, em ferramentas de aço rápido. As tensões 
cisalhantes na interface cavaco-ferramenta nestes casos são suficientemente 
grandes para causar deformação plástica na superfície de saída da ferramenta de 
corte. Devido às altas temperaturas ali desenvolvidas, a resistência ao escoamento 
do material da ferramenta próximo à interface é reduzida. Como conseqüência, 
material é cisalhado juntamente com o cavaco e arrancado da superfície da 
ferramenta, formando-se assim uma cratera. 
A Figura 11.27 apresenta uma metalografia de uma ferramenta de aço-rápido 
que foi utilizada na usinagem de aço inoxidável austenítico que não resistiu ao fluxo 
de material se deformando dentro da zona de fluxo e se deformou juntamente com o 
cavaco. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 11.27. Deformação plástica superficial por cisalhamento a altas temperaturas 
em uma ferramenta de aço-rápido, após usinar aço inoxidável 
austenítico (Trent e Wright, 2000). 
 
 Observa-se claramente nesta figura que parte da ferramenta de corte é 
cisalhada na zona de fluxo juntamente com material do cavaco, inclusive se 
confundindo com o mesmo. Como resultado deste processo houve a formação da 
cratera na superfície de saída da ferramenta. De acordo com Trent e Wright (2000) 
esta deformação plástica é peculiar para as ferramentas de aço-rápido devido a 
baixa resistência ao cisalhamento dessas ferramentas. Segundo estes autores as 
ferramentas de metal duro, cermets, cerâmicas e ultraduros têm resistência 
suficiente para inibir este processo de deformação plástica. Entretanto, em seu 
trabalho de doutoramento, Ávila (2003), investigando a performance de diferentes 
 
Ferramenta 
Cavaco 
vc 
Peça 
190 
recobrimentos em ferramentas de metal duro no torneamento de aço ABNT 4340 
endurecido, e utilizando um perfilômetro para analisar a cratera na superfície de 
saída da ferramenta, observou cotas positivas de material nas imediações da 
cratera, ou mais precisamente logo após a cratera. Estas cotas positivas são claras 
evidencias de deslocamento de material da superfície, o que, portanto, inclui os 
revestimentos nas ferramentas revestidas. Estas cotas positivas foram encontradas, 
também, nas ferramentas sem revestimentos. Elas significam que houve 
deslocamento de material de dentro da cratera para além dela, tanto do substrato 
como do revestimento, e tudo indica que isto aconteceu por cisalhamento plástico, 
processo similar ao do aço-rápido observado por Trent e Wright (2000). A Figura 
11.28 apresenta este resultado encontrado por Ávila em ferramentas sem 
revestimento e revestida com TiNAl. 
 
 
a) 
 
b) 
Figura 11.28. Perfis das superfícies de saída de ferramentas de metal duro a)- sem 
revestimento e b)- revestida com TiNAl, após usinagem de aço 
endurecido por 16 min (Ávila, 2003). 
 
 Nota-se que após 16 min de corte a cratera desenvolvida na ferramenta sem 
revestimento é nitidamente maior e que a ferramenta revestida apresenta cotas 
positivas maiores na vizinhança das crateras que a ferramenta não revestida. Talvez 
isto ocorre porque a ferramenta sem revestimento, com menor resistência, permite o 
191 
desgaste por outros mecanismos (possivelmente difusão) ocorrer mais facilmente, 
aliviando o processo de cisalhamento plástico por cisalhamento a altas 
temperaturas. A ferramenta revestida, ao contrário, tem mais resistência a estes 
outros mecanismos, mas em conseqüência, o trabalho de cisalhamento naquelas 
regiões de cotas positivas é mais intenso. 
 
 
11.4.2. Deformação Plástica da Aresta de Corte sob Altas Tensões de 
Compressão (Figura 11.26.2) 
 
 
Este é outro que não é propriamente um mecanismo de desgaste, mas sim 
um processo de destruição da ferramenta de corte que Trent e Wright preferiram 
classificá-lo como mecanismo. 
A deformação plástica da aresta de corte sob altas tensões de compressão 
ocorre na usinagem dos materiais de elevada dureza. As combinações de altas 
tensões de compressão com altas temperaturas na superfície de saída podem 
causar a deformação plástica da aresta de corte das ferramentas de aço-rápido ou 
metal duro. Geralmente, ocorre, a altas velocidades de corte e avanço e leva a uma 
falha catastrófica. A Figura 11.29 apresenta um desenho esquemático produzido de 
uma micrografia de uma ferramenta que sofreu altas deformações de compressão 
na hora do corte (Trent e Wright, 2000). Neste caso trata-se de ferramenta de aço 
carbono, que obviamente é mais susceptível a este processo de destruição, após 
usinar ferro. 
 
 
Figura 11.29. Deformação plástica ocorrida na ponta da cunha de uma ferramenta 
de aço carbono (Trent e Wright, 2000). 
 
As tensões compressivas são máximas na aresta de corte e decrescem 
exponencialmente até zero, no ponto em que o cavaco perde contato com a 
superfície de saída. Infelizmente, a aresta de corte é a região em que a cunha é 
menos resistente, e dependendo da tensão promovida pelo material da peça, a 
ferramenta pode não oferecer resistência, e entrar em colapso. É fácil entender, 
portanto, que quanto mais resistente for o material da peça e quanto menos 
resistente for o material da ferramenta de corte, mais fácil ocorrer a destruição. 
Em ferramentas de metal duro isto é também comum acontecer, mas em 
ferramentas cerâmicas, devido a suas baixas tenacidades, não é possível ocorrer 
este tipo de falha. Isto porque o campo plástico destas ferramentas é muito 
192 
pequeno. Se o limite de resistência for atingido, ela entra em ruptura imediatamente, 
promovendo a quebra imediata, sem experimentar deformação plástica. 
Motta (1995), em seu trabalho de mestrado, usinando aço ABNT 8640 com 
ferramentas de metal duro revestidas, em altas velocidades de corte, observou a 
deformação plástica na ponta da cunha de corte, após a ferramenta apresentar 
desgaste de flanco já acentuado. A Figura 11.30 ilustra esta deformação. 
 
 
Figura 11.30. Cunha de corte de uma ferramenta de metal duro revestida após 
usinar aço ABNT 8640 a 300m/min (Motta, 1995). 
 
 Nota-se a presença do desgaste de flanco, com a ferramenta perdendo 
inclusive o revestimento, mas a deformação plástica da cunha é evidente. No início 
da vida a ferramenta foi resistente o suficiente para manter o corte, mas com o 
passar do tempo, o desgaste de flanco foi se desenvolvendo, chegando a ponto de 
aumentar muito o carregamento compressivo, de tal forma que culminou com a 
deformação plástica. Neste momento o corte tem que ser interrompido, pois a 
insistência com esta ferramenta, fatalmente promoverá a total destruição da cunha, 
pela continuidade do processo de deformação. 
 É importante observar que o processo de carregamento compressivo na 
ponta da ferramenta de corte atua como um processo de cisalhamento na superfície 
de folga da ferramenta. Assim, o processo de destruição, na realidade, ocorre por 
cisalhamento. Na destruição total a ferramenta irá apresentar um veio grande de 
cisalhamento na região da ponta da cunha.
11.4.3. Desgaste Difusivo (Figura 11.26.3) 
 
 
Este mecanismo envolve a transferência de átomos de um material para outro 
e é fortemente dependente da temperatura, do tempo e da solubilidade dos 
elementos envolvidos na zona de fluxo (zona de cisalhamento secundário) 
(Machado, 1991). 
193 
Entenda solubilidade dos elementos envolvidos como afinidade química entre 
os constituintes. Neste processo, o tamanho atômico é muito relevante. Átomos 
menores que os da matriz, podem formar soluções sólidas interticiais. Átomos 
relativamente de mesmo tamanho dos da matriz tendem a formar soluções sólidas 
substitucionais. Átomos maiores que os da matriz, não apresentam solubilidade para 
se difundirem na matriz. 
Em usinagem, as velocidades relativas entre ferramenta-peça ou ferramenta-
cavaco são altas e o tempo de contato entre esses materiais é muito curto. Isto 
praticamente levaria o mecanismo de difusão a ser desprezível, se não fosse a 
existência de uma zona de aderência (zona morta ou zona de fluxo) na interface 
cavaco-ferramenta (Trent e Wright, 2000). Como visto no Capítulo 6, existe um 
gradiente de velocidades dentro da zona de fluxo, assumindo o valor zero na 
interface com a ferramenta, o que garante tempo suficiente para haver difusão. As 
temperaturas na zona de fluxo são também elevadas o suficiente (podendo chegar a 
1000oC, 1200oC) para promover o processo difusivo. A renovação constante 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 à difusão. 
Só é concebível a existência da difusão como um mecanismo de desgaste 
nas ferramentas de corte durante a usinagem se existir o íntimo contato entre as 
duas superfícies envolvidas, neste caso entre o cavaco e a ferramenta e entre a 
peça e a ferramenta. Trent e Wright (2000) oferecem várias provas deste íntimo 
contato entre o cavaco e a ferramenta. As fotos a e b da Figura 11.31 apresentam 
estas evidências. 
 
 
 a) b) 
Figura 11.31. Amostras de Quick-Stop. Em a)- a ponta da cunha da ferramenta 
sofreu ruptura e ficou aderida na raiz do cavaco. Em b)- uma 
quantidade de material do cavaco ficou aderida na superfície de 
saída da ferramenta de corte (Trent e Wright, 2000). 
 
Na zona de fluxo a taxa de deformação do material do cavaco é muito grande, 
elevando a temperatura de corte a valores extremamente altos. A combinação de 
altas temperaturas com altas tensões de compressão favorecem a interação química 
na interface, ocorrendo ligações muito fortes, a ponto de quando da ação do quick-
stop, a separação ocorrer dentro de um dos materiais envolvidos, significando que a 
união na interface chega a ser mais forte que dentro de um dos materiais. 
194 
Na usinagem de aço com ferramentas de metal duro a mecânica do processo 
difusivo ocorre da seguinte maneira: Nas temperaturas elevadas (da ordem de 
1200OC) o carbono se satura na fase cobalto com apenas 0,7%. O ferro tem 
solubilidade total no cobalto. 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 complexo de ferro e tungstênio tem 
uma resistência à abrasão muito menor que o carboneto de tungstênio original, 
fragilizando, portanto, a ferramenta de corte. Os carbonetos de titânio e tântalo são 
mais estáveis dificultando a formação do carboneto complexo e impedindo o 
enfraquecimento da ferramenta de corte. Isto explica a maior resistência das 
ferramentas da classe P na usinagem de aço. 
Logicamente, cada par ferramenta-peça irá apresentar suas reações 
particulares, mas todos tendem a enfraquecer a ferramenta de corte. Não só pela 
perda de elementos importantes da ferramenta para a peça pelo transporte atômico 
difusivo, mas também pela combinação com elementos da peça que irão envolver 
perda de carbonetos duros e abrasivos, em troca de outros menos resistentes ao 
desgaste. 
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, pois o aumento desses parâmetros faz aumentar a 
temperatura de corte, que é a fonte de energia para o processo difusivo. Como se 
processa em nível atômico, no microscópio as áreas desgastadas por difusão tem 
uma aparência lisa, como detalhado na Figura 11.32. Trata-se de uma ferramenta de 
metal duro da classe ISO K20, sem revestimento, utilizada para usinar Ti6Al4V. 
 
 
Figura 11.32. Vista geral do desgaste de uma ferramenta de metal duro K20, após 
usinar Ti6Al4V (Machado, 1990). 
 
 Observa-se que ambos o desgaste de flanco e a cratera apresentam uma 
textura lisa, característica da difusão. A cratera bem próxima da aresta de corte é 
peculiar na usinagem de ligas de titânio (Machado e Wallbank, 1990). 
 
195 
11.4.4. Desgaste por Aderência e Arrastamento – Attrition (Figura 11.26.4) 
 
 
Na literatura este mecanismo de desgaste é freqüentemente tratado por 
adesão (Hutchings, 1992; König e Klocke, 1997). Apenas a escola inglesa, 
influenciada pelo grande mestre Edward Trent, batizou o mecanismo de “attrition”. 
Este mecanismo ocorre, geralmente, a baixas velocidades de corte, onde o 
fluxo de material sobre a superfície de saída da ferramenta se torna irregular. A 
aresta postiça de corte pode aparecer, e na sua presença o processo tem natureza 
menos contínua, principalmente se ela for instável. Sob estas condições, fragmentos 
microscópicos são arrancados da superfície da ferramenta e arrastados junto ao 
fluxo de material adjacente à interface. A Figura 11.33 apresenta uma situação em 
que predomina este mecanismo de desgaste na presença da APC. A ferramenta é 
de aço-rápido. 
 
 
Figura 11.33. Presença da APC, promovendo attrition na superfície de saída e folga 
da ferramenta de corte (Trent e Wright, 2000). 
 
Observa-se na figura que a cunha de corte da ferramenta já perdeu grande 
parte de material. O fluxo de fragmentos de APC, de tempos em tempos arrasta 
consigo grãos da ferramenta. 
Em geral, a zona de escorregamento (ao invés da zona de aderência), o corte 
interrompido (e.g., fresamento), profundidade de corte variável, entre outros fatores, 
promovem o fluxo irregular de material e, portanto, favorecem a participação do 
mecanismo de desgaste por attrition. 
O gráfico da Figura 11.25 deixou claro a redução da contribuição do desgaste 
por attrition, que lá é denominado adesão, no desgaste total, com o aumento da 
velocidade de corte. Ele é, portanto, considerado um mecanismo de desgaste 
característico de baixas velocidades de corte. Entretanto, isto pode ser bem relativo. 
Se o fluxo de material que corre na superfície de saída ou na superfície de folga for 
irregular, também a altas velocidades, pode favorecer o attrition. O que pode ocorrer 
nesta situação é a predominância de mecanismos mais fortemente dependentes da 
196 
temperatura que o attrtion em altas velocidades (difusão ou deformações), 
ofuscando a contribuição deste mecanismo de desgaste, caso ele esteja presente. 
Como este mecanismo se processa em nível de grãos, no microscópio, as 
áreas desgastadas por attrition tem uma aparência áspera. A Figura 11.34 ilustra a 
área desgastada de uma ferramenta utilizada para usinar Ti6Al4V. Na superfície de 
saída, onde esteve presente a zona de aderência, prevalece a difusão, com o 
desgaste apresentando um aspecto liso. Onde a zona de escorregamento esteve 
presente, observa-se o aspecto áspero,
característico de attrition. 
 
 
Figura 11.34. Detalhe da cratera formada em ferramenta de metal duro K20 após 
usinar Ti6Al4V a 75 m/min. 
 
Como o processo de perda de material é em nível de grãos, o processo 
favorece ferramentas com granulação mais fina. É necessário a perda de um 
número muito elevado de grãos finos para compensar a perda de um grão grande. A 
Figura 11.35 mostra outra ferramenta no processo de perda de grãos por attrition, 
onde o tamanho do grão pode ser avaliado no processo de desgaste. 
 
Figura 11.35. Ferramenta de metal duro e material da peça (aço) aderido, 
constatando a presença de attrition (Trent e Wrigght, 2000). 
 
Attrition 
Difusão 
197 
 
11.4.5. Desgaste Abrasivo (Figura 11.26.5) 
 
 
Em sistemas tribológicos de um modo geral, o desgaste abrasivo acontece 
quando material é removido ou deslocado da superfície por partículas duras que 
podem estar soltas, entre duas superfícies com movimento relativo, ou emergindo de 
uma das superfícies, neste caso pertencentes a ela. No caso das partículas estarem 
soltas, a abrasão é considerada a “três corpos”, onde as partículas duras são livres 
para rolarem e escorregarem entre as duas superfícies. No caso das partículas 
emergirem de uma das superfícies, a abrasão é considerada a “dois corpos” 
(Hutchings, 1992). 
Em ferramentas de corte, na usinagem, podem ocorrer os dois tipos de 
abrasão: a dois e a três corpos. No caso de abrasão a dois corpos, as partículas 
abrasivas são precipitados duros (óxidos, carbonetos, nitretos ou carbonitretos), 
pertencentes ao material da peça ou do cavaco. No caso de abrasão a três corpos, 
as partículas abrasivas são materiais da própria ferramenta, que se desprenderam 
por attrition, mergulhadas no fluxo de material adjacente (da peça ou da ferramenta). 
O desgaste abrasivo pode envolver deformação plástica e fratura frágil, 
gerando perda ou deslocamento de material por microsulcamento, microcorte ou 
microlascamento, causados por partículas de elevada dureza relativa. O 
microsulcamento acarreta em deslocamento de matéria para as laterais do sulco 
formado, enquanto que o microcorte e o microlascamento acarretam em perda de 
material, gerando também sulcos. 
Este mecanismo de desgaste é muito importante na usinagem com 
ferramentas de aço rápido, ferramentas revestidas, cerâmicas puras e cerâmicas 
mistas. A aparência característica do desgaste abrasivo é apresentada na Figura 
11.36. 
 
 
Figura 11.36. Desgaste abrasivo em ferramentas de PCBN após usinar aço ABNT 
5140 (Campos, 2004). 
 
198 
 Nota-se claramente a presença de vários sulcos paralelos entre si, que foram 
formados na direção do fluxo de material tanto do cavaco como da peça. No 
exemplo da Figura 11.36, trata-se de usinagem de um aço ABNT 5140 (DIN 
19MnCr5), endurecido a 58 HRc com ferramentas de PCBN. Mesmo com elevada 
dureza, o aço não seria o fornecedor das partículas abrasivas. Neste caso, 
possivelmente, as partículas são provindas da própria ferramenta. 
 Uma vista mais ampliada de regiões desgastadas por abrasão de ferramentas 
de PCBN na usinagem deste aço ABNT 5140 pode ser vista na foto da Figura 11.37. 
 
 
Figura 11.37. Sulcos característicos da região desgastada por abrasão em 
ferramentas de corte (Campos, 2004). 
 
 É interessante salientar que nem sempre ferramentas menos resistentes, 
como o aço-rápido, por exemplo, estará mais susceptível a este mecanismo de 
desgaste. Apesar da menor resistência desse tipo de material para o 
desenvolvimento do microsulcamento, microcorte ou microlascamento, pode haver a 
carência da fonte de partículas duras e abrasivas para o processo. 
 
11.4.6. Desgaste de Entalhe (Figura 11.26.6) 
 
 
O desgaste de entalhe não é propriamente um mecanismo, mas sim uma 
forma de desgaste, e aparecem sempre nas regiões coincidentes com as laterais do 
cavaco (áreas C e D da Figura 11.22). Porém, ainda não existe um consenso na 
literatura, que explique exatamente o mecanismo que provoca o desgaste de 
entalhe. Pelo menos 9 diferentes prováveis causas para o desenvolvimento do 
desgaste de entalhe (Albrecht, 1956, Solaja, 1958, Leyesensetter, 1956 e Lambert, 
1962, todos citados por Shaw, 1986) são encontradas na literatura. São elas: 
 
1. Presença de uma camada encruada de material na superfície da peça 
usinada previamente. 
2. Concentração de tensão devido a um gradiente de tensão na superfície livre. 
199 
3. Formação de trincas térmicas devido a um alto gradiente de temperatura na 
superfície livre. 
4. Presença de uma rebarba na aresta da superfície previamente usinada. 
5. Uma velocidade maior na altura da profundidade de corte onde o diâmetro é 
maior (obviamente esta é descartável, pois o desgaste de entalhe acontece 
também na ponta da ferramenta, onde a velocidade é menor). 
6. Presença de uma camada de óxido abrasiva na superfície previamente 
usinada. 
7. Fluxo de material de aresta postiça de corte, paralelo, à aresta de corte 
(obviamente esta também é descartável, pois quanto maior a velocidade de 
corte, incluindo as velocidades onde a APC inexiste, mais problemática é a 
formação do desgaste de entalhe). 
8. Fadiga da ferramenta devido à flutuação de força na superfície livre que 
acompanha os pequenos movimentos laterais das arestas dos cavacos. 
9. Partículas da ferramenta depositadas na superfície da peça previamente 
usinada, que agem como pequenas ferramentas de corte para induzir o 
desgaste. 
 
Por falta de consenso, é comum tratar esta forma de desgaste como um 
mecanismo. Ele ocorre, principalmente, na usinagem de materiais resistentes a altas 
temperaturas (tais como: ligas de níquel, titânio, cobalto e aço inoxidável). 
Na altura da profundidade de corte, área C da Figura 11.22, ele pode se 
desenvolver em ambas as superfícies de saída e de folga da ferramenta, ou apenas 
na superfície de folga, e neste último caso tem o aspecto da Figura 11.38. 
 
 
Figura 11.38. Desgaste de entalhe observado em uma ferramenta de metal duro K20 
após usinagem de Inconel 901 (Machado, 1990). 
 
Geralmente, nas regiões onde ocorre este tipo de desgaste, as condições de 
escorregamento prevalecem e o mecanismo de desgaste, provavelmente, envolve 
abrasão e attrition, e eles são bastante influenciados pelas interações com a 
atmosfera (Trent e Wright, 2000). Em velocidades elevadas, provavelmente a 
difusão pode fazer parte do processo. Isto é evidenciado pelo fato do aumento da 
200 
velocidade de corte aumentar a taxa de desgaste (Machado, 1990). Existem 
evidências para sugerir que óxidos se formam continuamente e se aderem na 
ferramenta naquelas regiões, e a quebra das junções de aderência entre os óxidos e 
a ferramenta, promovidas pelo mecanismo de attrition, pode ocasionalmente 
remover material da superfície desta última (Trent e Wright, 2000). 
Uma outra publicação mais recente (Richards e Aspinwall, 1989) afirma, 
entretanto, que a teoria que prevalece é a proposta por Shaw et all (1966). Segundo 
estes pesquisadores, o entalhe na forma de “V” é formado pelas rebarbas 
produzidas nas arestas laterais do cavaco, envolvendo outros mecanismos, 
incluindo a aderência e arrancamento (attrition). 
Shaw e sues colaboradores propuseram suas teoria após observarem uma 
usinagem de ligas de níquel em altas velocidades. Eles verificaram que os cavacos 
que caiam estavam rubros nas bordas e cinzas no centro, significando maiores 
temperaturas nas bordas. Esta observação lhes chamou a atenção, pois a 
expectativa era justamente o contrário. A partir desta observação eles começaram a 
estudar o processo de formação do cavaco destes materiais, utilizando a teoria da 
plasticidade. Em seus estudos, os autores concluem, que ao se aplicar os critérios 
de escoamentos de Tresca e von Mises, bastante conhecidos na literatura, as 
deformações
se iniciam com tensões menores quando prevalece o estado plano de 
tensão (estado que predomina nas bordas do cavaco), que quando o estado plano 
de deformação prevalece (estado que predomina no centro dos cavacos). Assim, 
material ainda solidário à peça que está se aproximando da zona de cisalhamento 
primária e da ferramenta, irá sofrer deformação primeiro na suas bordas (estado 
plano de tensão) e só depois no centro. Com isto, materiais da bordas irão se 
encruarem também mais, o que impõe maior restrição ao processo de deformação, 
gerando mais calor e conseqüentemente maiores temperaturas nas bordas. Com 
temperaturas maiores nas bordas do cavaco, a ferramenta de corte estará mais 
susceptível de sofrer os mecanismos de desgastes já citados, nas regiões de 
contato com as bordas. Com certeza, entre estes mecanismos se encontra a 
oxidação, pois nas bordas o oxigênio da atmosfera tem acesso garantido. 
Este processo só irá acontecer em materiais que tenham alto grau de 
encruamento, como as ligas de níquel e aços inoxidáveis austeníticos. Nos outros 
materiais o grau de encruamento não é suficiente para apresentar diferenças 
significativas das bordas para o centro. 
A seqüência de fotos mostrada nas Figuras 11.39 a 11.41 confirma a 
presença do mecanismo de attrition no desgaste de entalhe. Estas fotos foram 
tiradas em ferramentas de metal duro da classe K20 após usinagem de Inconel 901 
(Machado, 1990). 
A Figura 11.39 mostra o entalhe na superfície de folga da ferramenta, 
apresentando uma camada de material da peça aderido nesta região. Foi feito um 
corte no centro do entalhe e a amostra preparada metalograficametne. Este corte é 
visto na figura 11.40. Observa-se uma trinca grande correndo paralela à superfície 
de folga da ferramenta, que foi originada quando da preparação da amostra, no 
período de polimento com disco de diamante, devido a sobrecarga imprimida 
manualmente. A Figura 11.41 mostra uma ampliação da interface ferramenta-
camada aderida, onde se observam, nitidamente, os grãos da ferramenta dentro do 
fluxo do material (camada aderida). Confirmação positiva da presença de attrition, no 
201 
processo de desenvolvimento do desgaste de entalhe, confirmando as teorias de 
Shaw e de Trent e Wright. 
 
 
Figura 11.39. Vista do desgaste de entalhe na superfície de folga da ferramenta 
utilizada para tornear Inconel 901 (Machado, 1990). 
 
 
Figura 11.40. Corte transversal no centro do entalhe da ferramenta da Figura 11.39. 
 
 
Figura 11.41. Detalhe ampliado da borda da superfície de folga da ferramenta 
mostrada na Figura 11.40. 
 
 
202 
11.4.7. COMENTÁRIOS FINAIS 
 
Todos estes mecanismos (processos) de desgaste são observados na 
prática, mas certamente, um prevalecerá sobre os demais, dependendo, 
principalmente, dos materiais da peça e da ferramenta, da operação de usinagem, 
das condições de corte, da geometria da ferramenta de corte e do emprego do fluído 
de corte. Em geral, os três primeiros mecanismos (processos) são mais importantes 
à altas taxas de remoção de material, onde há o desenvolvimento de altas 
temperaturas. Os três últimos são mais importantes a baixas velocidades, onde as 
temperaturas de corte são baixas o suficiente para prevenir a ocorrência dos três 
primeiros. 
A análise dos mecanismos de desgaste é complexa, mas o procedimento 
mais indicado é, em primeiro lugar, considerar o material da ferramenta, o material 
da peça e as condições de corte que se realizou a operação. Estes pontos sugerem 
ou eliminam a possibilidade de predominância de um ou outro mecanismo de 
desgaste. Segue-se então a análise direta das regiões desgastadas. Para tanto 
deve-se lavar as ferramentas de corte em ácidos apropriados (para retirada de 
material da peça que geralmente fica aderido em região desgastada, impedindo a 
observação da região). Com as ferramentas isentas de material aderido, segue-se a 
análise visual e microscópica. Primeiro no microscópio ótico, depois no eletrônico. 
Estas análises têm como objetivo identificar características importantes das regiões 
desgastadas, que forneça indicadores de predominância dos diversos mecanismos 
possíveis. Outros tipos de análise podem ainda ser empregados quando disponíveis, 
como as análises qualitativa e quantitativa superficial de elementos químicos, cujas 
técnicas variam. Tais técnicas podem auxiliar na identificação do desgaste difusivo. 
Uma vez conhecidos o(s) mecanismo(s) de desgaste(s) predominantes, várias 
decisões podem ser tomadas no sentido de viabilizar condições mais resistentes ao 
desenvolvimento de desgaste. 
 
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS 
 
ÁVILA, R.F., 2003, “Desempenho de Ferramentas de Metal Duro Revestidas com 
TiN, TiCN e TiAlN (PAPVD) no Torneamento do Aço BNT 4340 Temperado e 
Revenido”. UFMG, Programa de PG em Engenharia Metalúrgica e de Minas, Belo 
Horizonte – MG, Abril, 186 pgs. 
 
BHATIA, S.M.; PANDEY, P.C.; SHAN, H.S., 1986, “The Thermal Condition of the 
Tool Cutting Edge in Intermittent Cutting”, Wear, vol. 61, pp. 21-30. 
 
BHATIA, S.M.; PANDEY, P.C.; SHAN, H.S., 1979, “Failure of Cemented Carbide 
Tools in Intermittent Cutting”, Precision Engineering, pp 148-152. 
 
BHATIA, S.M.; PANDEY, P.C.; SHAN, H.S., 1978, “Thermal Cracking of Carbide 
Tools During Intermittent Cutting”, Wear, 51, pp. 201-11. 
 
CAMPOS, L.A., 2004, “Otimização do Processo de Torneamento de Peças 
Endurecidas por meio da Definição do Intervalo de Máxima Eficiência da Velocidade 
203 
de Corte”, Dissertação de Mestrado, PUC-MG, Fevereiro, Belo Horizonte, MG, 115 
pgs. 
 
CALDEIRANI FILHO, J., 1998, “Estudo e Monitoramento do Processo de 
Fresamento Frontal com Fresas de Insertos Intercambiáveis”. UNICAMP, Programa 
de Pós Graduação em Engenharia Mecânica, Campinas - SP, Junho, 137 pgs. 
 
CHAKRAVERTI, G.; PANDEY, P.C.; MEHTA, N.K. 1984a, “Analysis of Tool 
Temperature Fluctuation in Interrupted Cutting”, Precision Engineering, vol. 6(2), 
april, pp. 99-105. 
 
CHANDRASERKARAM, H., 1985, “Thermal Fatigue on Tool Carbides and its 
Relevance of Milling Cutters”, Annals of CIRP, vol. 34, n 1, pp. 125-128. 
 
CHAKRAVERTI, G.; PANDEY, P.C. and MEHTA, N.K., 1984b, Proceeding of 5th 
International Conference on Production Engineering, Tokyo, pp. 209-215. 
 
DEARNLEY, P.A.; TRENT, E.M., 1982, “Wear Mechanisms of Coated Carbides 
Tools”, Metals Technology, vol. 9, February, pp.60-75. 
 
SANTOS, J.A.B.O., 2004, “Estudo da Aplicação de Revestimento Superficiais em 
Fresas Caracóis, Dissertação de Mestrado, PUC-MG, Fevereiro, Belo Horizonte, 
MG, 164 pgs. 
 
EKEMAR, C. S. G., IGGSTRÖM, S. A. O. and HÉDEN, G. K. A., 1970, “Influence of 
Some Metallurgical Parameters of Cemented Carbide on the Sensitivity to Thermal 
Fatigue Cracking at Cutting Edges”, Materials for Metal Cutting, Proc. Conf. of 
BIRSA, Scarborough, 14-16 April. 
 
FERRARESI, D., 1977, “Fundamentos da Usinagem dos Metais”, Editora Edgard 
Blücher Ltda, vol. 1, SP, 751 pags. 
 
GHANDI, A.K. and BARROW, G., 1985, Annals of CIRP, vol. 34, n 1, pp. 71-74. 
 
HUTCHINGS, I.M., 1992, “Tribology – Friction and Wear of Engineering Materials” 
Published by Edward Arnold, London, ISBN 0 340 56184 X, 273 pgs. 
 
ISO 3685, 1977, “Tool Life Testing with Single-Point Turning Tools”. 
 
KABALDIN, Y.G., 1980, “Temperature and Adhesion in Continuous and Interrupted 
Machining”, Machines and Tooling, vol. 51, n 4, pp. 33-36. 
 
KAKINO, Y.; SHODA, M.; HASHITANI, M.; FUJIWARA, A., 1984 “A Study on the 
Generation of Thermal Crack of Cutting Tool”, Proceeding of 5th International 
Conference of Production Engineering, Tokyo, pp. 161-67. 
 
KÖNIG, W. und KLOCKE, F., 1997, “Fertigungsverfahren: Drehen, Fräsen und 
Bohren”, Springer-Verlag, Berlim – Heidelberg, 5 Auflage, Band 1, 471 pgs. 
 
204 
MACHADO, A.R., 1991 “Condições da Interface Cavaco-Ferramenta. Parte I: 
Generalidades”,
XI COBEM 11 a 13 de dezembro, São Paulo SP, pp. 381-84. 
 
MACHADO, A.R., 1990, "Machining of Ti6Al4V and Inconel 901 with a High Pressure 
Coolant System", PhD Thesis, University of Warwick, Coventry, England, September, 288 
pgs. 
 
MACHADO, A.R. and WALLBANK, J., 1990, "Machining of Titanium and Its Alloys - 
A Review", Proc. of the Inst. Mech. Eng. Vol 204 Part B , J. Eng. Manufacture,I 
IMECHE, London, England, pp. 53-60. 
 
MELO, A.C.A; MACHADO, A.R.; Da SILVA, M.B., 2004, “Avarias em ferramentas de 
Metal Duro”, a ser publicado, 19 pgs. 
 
MELO, A.C.A.; MACHADO, A.R.; LIMA&SILVA, S.M.M.; GUIMARÃES, G., 2003, 
“Estudo da Variação da Temperatura de Corte no Fresamento Frontal”, 2º COBEF, 
Congresso Brasileiro de Engenharia de Fabricação, Uberlândia - MG, 18 a 21 de 
maio, Anais em CD – ROM, paper COF03-0813. 
 
MELO, A.C.A., 2001, “Estudo das Trincas de Origem Térmica Geradas em 
Ferramentas de Metal Duro Durante o Fresamento Frontal”, Tese de doutorado, 
Universidade Federal de Uberlândia, Uberlândia-MG, 173 pgs. 
 
Metals Handbook, 1989, vol. 16 – Machining, 9a ed., ASM International. 
 
MOTTA, M.F., 1994, "Influência do Fluido de Corte no Torneamento do Aço ABNT 
8640", UFU, Programa de PG em Engenharia Mecânica, FEMEC, Uberlândia – MG, 
Dezembro, 129 pgs. 
 
PALMAI, Z. “Cutting Temperature in Intermittent Cutting”, International Journal of 
Machine Tools Manufacture, vol. 27(2), 1987, pp.261-274. 
 
PEKELHARING, A.J., 1978, “The Exit Failure in Interrupted Cutting”, Analls of CIRP, 
vol 27, n 1, pp. 5-10. 
 
PEKALHARING, A.J., 1984, “The Exit Failure of Cemented Carbide Face Milling 
Cutters Part I - Fundamental and Phenomena”, Annals of CIRP, vol. 33, n 1, pp. 47-
50. 
 
PIGARI, A.C., 1995, “Monitoramento do Desgaste da Ferramenta no Processo de 
Torneamento Usando Emissão Acústica”. Dissertação de Mestrado, UNICAMP, Programa 
de Pós Graduação em Engenharia Mecânica, Campinas, SP, agosto, 130 pgs. 
 
RICHARDS, N.; ASPINWALL, D., 1989, “Use of Ceramic Tools for Machining Nickel 
Based Alloys”, Int. J. Mach. Tools Manufact, vol. 29(4), pp. 575-88. 
 
Sandivk Coromant., sem data, “Manual de Fresamento”. 
 
SHAW, M.C.; THURMAN, A.L.; ARLGREN, H.J., 1966, “A Plasticity Problem 
Involving Plane Strain and Plane Stress Simultaneously: Groove Formation in the 
Machining of High-Temperature Alloys”, Trans ASME, J.Eng. Industry, pp. 142-146. 
205 
 
SHAW, M.C., 1986, “Metal Cutting Principles”, Oxford Science Publications, USA, 
ISBN 0 19 859002 4, 594 pgs. 
 
SOUSA, M.M., 1998, “Utilizando a Vibração Mecânica para Monitorar o Desgaste das 
Ferramentas de Corte e o Acabamento Superficial no Processo de Fresamento”. UFU, 
Programa de Pós Graduação em Engenharia Mecânica, FEMEC, Uberlândia – MG, julho, 
165 pgs. 
 
THE, J.H.L., 1977, “High-Speed Films of the Incipient Cutting Process in Machining 
at Conventional Speeds”, Journal for Engineering for Industry, February, pp. 263-
268. 
 
TRENT, E.M. and Wright, P.K., 2000 “Metal Cutting”, 4th Edition, Butterworths - 
Heinemann, 446 pags, ISBN 0-7506-7069-X. 
 
VAN LUTTERVELT, C.A.; WILLEMSE, H.G., 1984, “The Exite Failure of Cemented 
Carbide Face Milling Cutters Part II - Testing of Commercial Cutters”, Annals of 
CIRP, vol. 33, n 1, pp. 51-54. 
 
VIEIRA, J.M., MACHADO, A.R.; EZUGWU, E.O., 2001, “Performance of Cutting 
Fluids During Face Milling of Steels”, Journal of Materials Processinfg Technology, 
vol. 116, pp 244-251. 
 
WANG, Z.Y.; SAHAY, C.; RAJURKAR, K.P., 1996, “Tool Temperatures and Crack 
Development in Milling Cutters”, Int. J. Mach Tools and Manufact., Vol. 36, nº 1, pp 
129 - 140. 
 
WANG, K.K.; TSAO, K.C.; WU, S.M., 1969, “Investigation of Face-Milling Tool 
Temperatures by Simulation Techniques”, Journal of Engineering for Industry, 
august, pp. 772-80. 
 
WRIGHT, P.K.; BIAGCHI, A., 1981, “Wear Mechanisms that Dominates Tool-Life in 
Machining”, Journal Applied Metal Working, ASM, vol. 1(4), pp. 15-23. 
 
YELLOWLEY, I.; BARROW, G., 1976, “The Influence of Thermal Cycling on Tool Life 
in Peripheral Milling”, International Journal MTDR, vol. 16, pp. 1-12. 
206 
C A P Í T U L O 1 2 
VIDA DA FERRAMENTA E FATORES QUE A INFLUENCIAM 
12.1. INTRODUÇÃO 
 A vida de uma ferramenta pode ser definida [1] como sendo o tempo em que 
a mesma trabalha efetivamente, sem perder o corte ou até que se atinja um critério 
de fim de vida previamente estabelecido. O fim de vida de uma ferramenta de corte 
será definido pelo grau de desgaste estabelecido. O tamanho deste desgaste, ou a 
fixação de um nível de desgaste permitido irá depender de inúmeros fatores, entre 
os quais podemos citar: 
a) receio da quebra da aresta de corte devido ao desgaste. 
b) temperaturas excessivas atingida pela ferramenta. 
c) as tolerâncias dimensionais não são mais possíveis de se obter. 
d) o acabamento superficial não é mais satisfatório. 
e) aumento excessivo das forças de usinagem. 
f) etc... 
 Através do controle destes fatores numa operação de usinagem, pode-se 
saber quando a ferramenta deve ser substituída ou reafiada. 
 Além disso fatores econômicos podem também definir a fixação de 
determinado grau de desgaste (vide capítulo 16). 
 No capítulo anterior, verificou-se que para ensaios de fim de vida, a norma 
ISSO 3685 sugere valores para os diversos parâmetros de desgaste para serem 
usados como critério. Fixado esses valores para o critério de fim de vida de uma 
ferramenta de usinagem, esta (a vida) pode ser expressada de várias maneiras: 
• através do tempo total de trabalho (caso de cortes interrompidos, fresamento). 
• percurso de corte (Km). 
• percurso de avanço (mm). 
• volume de material removido. 
• número de peças produzidas. 
• velocidade de corte para um determinado tempo de vida. 
ou conforme for mais conveniente. 
 
 
12.2. CURVA DE VIDA DE UMA FERRAMENTA 
 As curvas de vida de uma ferramenta são aquelas que expressam a vida da 
ferramenta, T (tempo efetivo, tempo total, percurso de corte, percurso de avanço, 
etc...) em função da velocidade de corte (Vc). Tais curvas são fundamentais para o 
estudo das condições econômicas de corte. Uma curva desta fornecerá o tempo que 
uma ferramenta pode trabalhar até que se atinja o nível de desgaste estabelecido. 
207 
 Além destas curvas pode-se construir os gráficos de desgaste em função da 
velocidade de corte, para um determinado tempo de usinagem, que permite uma 
melhor visualização das condições técnicas, Figura 12.1 (o comportamento da curva 
se deve aos diferentes mecanismos de desgaste). 
 
Figura 12.1. Desgaste VB e KT em função da velocidade de corte, para um 
determinado tempo de usinagem [1]. 
 Para se obter a curva T x Vc de uma ferramenta de corte, é necessário 
gráficos auxiliares que forneçam o desgaste da ferramenta em função do tempo, 
para várias velocidades de corte. A Figura 12.2 ilustra a obtenção da curva de vida 
da ferramenta T x Vc, após obtidas as curvas de desgaste em função do tempo para 
várias velocidades de corte. 
 
Figura 12.2. Determinação da curva de vida de uma ferramenta T x VC [1]. 
 Por meio das curvas de vida, se obtém a velocidade de corte Vc 60 para uma 
vida de 60 minutos de trabalho, uma vez especificados os desgastes e as condições 
de usinagem. Esta velocidade serve como índice comparativo, para medir a 
usinabilidade do par ferramenta-peça. 
208 
 O gráfico T x Vc da Figura 12.2 representa a região c do gráfico da Figura 
12.1, que é a região economicamente mais interessante apesar do desgaste ser 
maior (mas a velocidade sendo maior irá permitir maior produção). Este gráfico 
quando representado em escala dilogarítmica, se aproxima de uma reta, Figura 
12.3. 
 
Figura 12.3. Representação em escalas logarítmicas da curva de vida da 
ferramenta [1]. 
Para a curva da Figura 12.3 têm-se a expressão: 
log log .logT K x Vc= −
(12.1) 
onde, 
x = coeficiente angular da reta. 
K = vida da ferramenta para uma velocidade de corte 1m/min. 
 A expressão (12.1) pode ser escrita da forma: 
T K Vc
x= ∗ − (12.2) 
que é a conhecida equação de Taylor [1-3] e representa o tempo de vida de uma 
ferramenta para determinada velocidade de corte. 
 As velocidades de corte obtidas pela equação de Taylor, podem ser usadas 
na otimização de um processo de usinagem [4]. As velocidades assim obtidas são 
denominadas velocidades ótimas de corte. 
A equação 12.2 relaciona a vida da ferramenta com a velocidade de corte. 
Uma análise mais abrangente, que correlaciona a vida da ferramenta com outros 
parâmetros pode ser determinada, obtendo-se a equação 12.3, conhecida como 
Equação de Taylor Expandida. 
209 
HGF VBVcapfKT
E
⋅⋅⋅⋅= 1 (12.3) 
 Motta [5] usinando aço NB 8640, com ferramentas de metal duro revestidas, 
sem fluido de corte, no torneamento, determinou os coeficientes K, E, F, G e H da 
equação 12.3. Ele fez regressão linear múltipla aplicada, utilizando o método dos 
mínimos quadrados, e obteve a equação 12.4. 
T Vc f ap VB= ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅− − −163 1010 4 462 5 203 2 458 1771. . . . . (12.4) 
Nota-se que os coeficientes negativos representam uma variação inversa da vida 
com a variável em questão. 
 A forma expandida da equação de Taylor representa uma situação mais 
realista do processo, mas um enorme tempo experimental e de análises torna-se 
necessário, o que a faz bastante dispendiosa, podendo levar os usuários à opção da 
equação simplificada. 
 
 
12.3. FATORES QUE INFLUEM NA VIDA DA FERRAMENTA 
 A equação de Taylor é obtida experimentalmente através de testes de vida de 
ferramenta. Da mesma forma que inúmeros fatores influem nos mecanismos e 
formas de desgaste de uma ferramenta, os parâmetros x e K de equação de Taylor 
também variam. Abaixo segue uma lista dos principais fatores que exercem 
influência nos parâmetros “x” e “K”, da equação de Taylor. 
- Quanto à peça: 
• composição química 
• tamanho do grão 
• fusão e processo de fundição 
• fabricação: 
• fundido 
• forjado 
• laminado 
• trefilado 
• tratamento térmico: 
• recozimento 
• normalização 
• tempera e revenido 
• outros 
• propriedades: 
• resistências a tração 
• ductilidade 
• dureza 
• encruabilidade 
• dimensões e forma 
• microestrutura 
- Quanto à ferramenta de corte: 
210 
• composição 
• tratamento térmico 
• dureza e resistência ao desgaste 
• geometria 
• tenacidade 
- Quanto ao fluído de corte: 
• propriedades refrigerantes 
• propriedades lubrificantes 
• forma de aplicação 
- Quanto à máquina ferramenta: 
• tipo de máquina 
• rigidez 
• avanço 
• profundidade 
• velocidade de corte 
 
 
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS 
1. FERRARESI, D. “Fundamentos da Usinagem dos Metais”, Editora Edgard 
Blücher, São Paulo, 1977, 751 pags. 
2. SHAW, M.C. “Metal Principles”, Oxford University Press, 1984, ISBN 0-19-
859002-4. 
3. TRENT, E.M. “Metal Cutting”, 2nd Edition, Butterworths, Londres, 1984, 245 
pags. 
4. BOOTHROYD, G. “Fundamental of Metals Machining and Machine Tools”, 
International Student Edition, Mc Graw-Hill, 5th Printing, 1981, ISBN 0-07-
085057-7. 
5. MOTTA, M.F. “Influência do Fluido de Corte no Torneamento do Aço NB 8640”, 
Dissertação de Mestrado, Universidade Federal de Uberlândia, Uberlândia, 
Brasil, 1994. 
 
211 
C A P Í T U L O 1 3 
FLUIDOS DE CORTE 
13.1. INTRODUÇÃO 
 Em se tratando de sistemas de manufatura, qualquer tentativa de aumentar a 
produtividade e/ou reduzir custos deve ser considerada. Na usinagem, o uso de 
fluidos de corte é uma opção, e quando ele é escolhido e aplicado apropriadamente, 
traz benefícios. A escolha apropriada de um fluido de corte deve recair naquele que 
possui composição química e propriedades corretas, para atacar as adversidades de 
um processo de corte específico. Ele deve ser aplicado usando um método que 
permite que ele chegue o mais próximo possível da aresta de corte, dentro da 
interface cavaco-ferramenta, para que ele possa exercer suas funções 
apropriadamente. 
 Nos últimos tempos, grandes avanços tecnológicos foram obtidos, tanto nos 
materiais, como nas máquinas ferramentas. Isto fez com que a demanda dos fluidos 
de corte crescesse consideravelmente. Alta demanda causa competitividade, que 
por sua vez, causa aumento da qualidade dos produtos. Outro fator que também 
influi no aumento da qualidade dos fluidos de corte dos dias de hoje, é a pressão 
exercida por Agências de Proteção Ambiental e Agências de Saúde, para que os 
produtos sejam comercializados com mais segurança e que causem menos mal ao 
meio ambiente [1]. O sucesso dos fluídos de corte nos dias atuais é também devido 
a avanços conseguidos nos processos de fabricação dos fluidos, mas muito mais 
pelo desenvolvimento de novos aditivos. Com isto, os fluidos de cortes atuais 
apresentam melhores propriedades refrigerantes, melhores propriedades 
lubrificantes, apresentam menos perigo ao operador e duram consideravelmente 
mais, com menos problemas de armazenagem do que os fluidos de corte de 
gerações passadas. 
 
 
13.2. FUNÇÕES DOS FLUIDOS DE CORTE 
 As principais funções dos fluidos de corte são: 
• lubrificação à baixas velocidades de corte; 
• refrigeração à altas velocidades de corte; 
e menos importante: 
• ajudar a retirar o cavaco da zona de corte; 
• proteger a máquina ferramenta e a peça de corrosão atmosférica. 
 À baixas velocidades de corte, a refrigeração é relativamente sem 
importância, enquanto que a lubrificação é importante para reduzir o atrito e evitar a 
formação de APC. Um fluido de corte à base de óleo deve, então, ser usado. À altas 
velocidades de corte, as condições não são favoráveis para a penetração do fluido 
de corte na interface para que ele exerça o papel lubrificante. Nestas condições a 
212 
refrigeração se torna mais importante, e um fluido de corte à base de água, deve ser 
utilizado. 
 Como lubrificante, o fluido de corte age para reduzir a área de contato 
cavaco-ferramenta, e a sua eficiência vai depender da sua habilidade de penetrar 
na interface cavaco-ferramenta, no pequeno espaço de tempo disponível, e de 
formar um filme, seja por ataque químico ou por adsorsão física, com a resistência 
ao cisalhamento menor que a resistência do material da interface. 
 Ainda não está completamente claro, como o fluído de corte ganha acesso à 
interface, nem até onde ele pode chegar. Trent [2,3] diz que o lubrificante não tem 
acesso à zona de aderência. Childs e Rowe [4] também sustenta esta teoria e 
comenta que a atenção deve ser voltada, então, para a zona de escorregamento. 
Postinikov [5] sugeriu que o lubrificante penetra contra o fluxo do metal, chegando a 
ponta da ferramenta, por uma ação capilar, assumindo que o contato na interface 
não é completo (condições de escorregamento). Williams [6] assume também este 
ponto de vista. Alguns ensaios com ferramentas transparentes de safira [7], 
demonstraram que o fluido de corte ganha acesso à interface, pelos lados, ao invés 
de se movimentar contra o fluxo de saída do cavaco. Qualquer que seja o método de 
penetração, o fluido de corte, uma vez na interface, deve formar o filme lubrificante, 
com resistência ao cisalhamento menor que a resistência do metal. Ele pode 
também restringir o caldeamento (solda) do cavaco na superfície de saída, se 
aditivos apropriados forem adicionados. A eficiência da lubrificação dependerá das 
propriedades do fluido, tais como: características de molhabilidade, viscosidade, 
oleosidade e resistência do filme. Estas propriedades podem ser conseguidas com 
uma mistura adequada de aditivos. 
 Como refrigerantes, os fluidos de corte diminuem a temperatura de corte, 
tanto pelo aumento da dissipação de calor (refrigeração), como também pela 
redução da geração