Apostila Usinagem PUC Minas Capítulo 04

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Fundamentos da Usinagem dos Materiais - Formação do Cavaco e Interface 
Cavaco-Ferramenta 
 
Capítulo 4 
 
Formação do Cavaco e Interface Cavaco-Ferramenta 
 
Os assuntos abordados nos Capítulos II e III apresentaram os fundamentos para o 
estudo da usinagem. Os fenômenos decorrentes do contato da ferramenta com a 
peça serão apresentados a partir deste Capítulo, que trata do processo de formação 
do cavaco e do estudo da interface cavaco-ferramenta. Antes de dar início ao 
estudo da formação do cavaco propriamente dita, é apresentada a definição do corte 
ortogonal, que tem por objetivo permitir simplificações no estudo dos fenômenos 
relacionados ao contato cavaco-ferramenta, como a formação do cavaco, interface 
cavaco-ferramenta, forças e tensões de usinagem. 
 
4.1 O Corte Ortogonal 
 
As direções de corte, avanço e do movimento de saída do cavaco para o 
torneamento cilíndrico são representadas na Figura 4.1. Nota-se que essas três 
direções não estão contidas um mesmo plano, de modo que o corte é denominado 
tridimensional. O corte ortogonal faz uma simplificação do corte na qual as direções 
dos movimentos de corte, avanço e de saída do cavaco passem a fazer parte de um 
mesmo plano. Exemplos de corte ortogonal são apresentados na Figura 4.2. 
Direção de corte
Direção de 
avanço
Direção do movimento 
de saída do cavaco
 
Figura 4.1 – Exemplo de corte tridimensional. 
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Direção de corte
Direção de avanço
Direção do movimento de 
saída do cavaco
Direção de corte
Direção de avanço
Direção do movimento de 
saída do cavaco 
 
Figura 4.2 – Exemplos de corte ortogonal. 
 
Os desenhos esquemáticos mostrados na Figura 4.2 permitem a visualizar que as 
direções de corte, avanço e de saída dos cavacos pertencem a um mesmo plano. 
O desenho apresentado na Figura 4.3 representa uma vista do plano de trabalho de 
uma ferramenta no corte ortogonal. 
 
h
h’
h
h’
 
Figura 4.3 – Vista do plano de trabalho durante o corte ortogonal. 
 
Além das considerações relacionadas às direções, outras condições devem ser 
atendidas para que o corte seja considerado ortogonal: 
• A aresta de corte deve ser reta e perpendicular à direção de corte; 
• A aresta de corte deve ser maior que a largura de corte b; 
• A espessura de corte h, que é igual ao avanço, deve ser pequena em 
relação á largura de corte b; 
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• A largura de corte b e a espessura do cavaco b’ devem ser idênticas; 
• O cavaco formado deve ser contínuo, sem formação de aresta postiça de 
corte; 
 
As simplificações obtidas por meio do corte ortogonal facilitam a visualização dos 
fenômenos que ocorrem durante o corte. 
 
4.2 A Formação do Cavaco 
 
O desenho esquemático do ensaio de compressão é apresentado na Figura 4.4. O 
corpo de prova é submetido a esforços de compressão crescentes (F1 < F2 < F3) e 
inicialmente sofre deformações elásticas (I). O aumento dos esforços de compressão 
prossegue até que seja atingido o limite de resistência ao cisalhamento do material e 
a partir daí o corpo de prova sofre deformações plásticas (II). No instante em que o 
limite de resistência do material é atingido, o corpo de prova rompe por 
cisalhamento. De acordo com o diagrama de distribuição de tensões de 
cisalhamento, a máxima tensão ocorre em um plano a 45o de modo que o material 
sofre cisalhamento nessa região, caso seja isotrópico e não apresente defeitos. 
 
F1F1 F2F2 F3F3
F1F1 F2F2 F3F3
I II III 
Figura 4.4 Representação esquemática do ensaio de compressão. 
 
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Para o estudo da formação do cavaco, o volume “klmn“, mostrado na Figura 4.4, 
pode ser considerado um corpo de provas submetido a um ensaio de compressão. 
As tensões de compressão a que o volume de material é submetido crescem à 
medida que o volume de referência se aproxima da cunha de corte da ferramenta, 
de modo que o material é submetido à deformação elástica e plástica, até sofrer 
ruptura por cisalhamento no ponto “O”, localizado na ponta da ferramenta. A região 
onde o material é cisalhado é denominada zona de cisalhamento primária, 
representada na Figura 4.5. Para efeito de simplificação, a zona de cisalhamento 
primária é representada por um plano perpendicular ao plano de trabalho, 
denominado plano de cisalhamento primário, indicado pelo seguimento “OD” na 
Figura 4.4. 
 
 
Figura 4.4 Desenho representativo do processo de formação de cavaco (Trent, 
1991). 
 
Após passar pela zona de cisalhamento primária o volume de referência é 
deformado e passa a assumir a configuração representada por “pqrs” no esquema 
da Figura 4.4. A partir de então tem início a quarta etapa, a formação do cavaco, que 
é o movimento do cavaco sobre a superfície de saída da ferramenta. 
 
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Figura 4.5 Representação esquemática das zonas de cisalhamento primária e 
secundária (Trent, 1991). 
 
De modo resumido, a formação do cavaco consiste de quatro etapas que são: 
• Deformação elástica, ou recalque; 
• Deformação plástica; 
• Ruptura; 
• Movimento do cavaco sobre a superfície da ferramenta; 
 
A quarta etapa do ciclo distingue a formação do cavaco do processo de ruptura em 
ensaios de compressão. Ao entrar em contato com ferramenta, o material é 
submetido a esforços de compressão e de cisalhamento na direção paralela à 
superfície de saída da ferramenta, o que dá origem à chamada zona de 
cisalhamento secundária, também representada na Figura 4.5. O material na zona 
de cisalhamento secundária exerce esforços de compressão sobre a zona de 
cisalhamento primária, o que faz com que a região de máxima tensão de 
cisalhamento nesta região ocorra em uma posição não mais a 45o, como ocorre nos 
ensaios de compressão. A posição da região de máxima tensão de cisalhamento é 
indicada pelo chamado ângulo de cisalhamento (φ), como indicado nas Figuras 4.4 e 
4.5. 
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A medida do ângulo de cisalhamento é sempre menor que 45o e é tanto menor 
quanto maior for a resistência ao cisalhamento do material na zona de cisalhamento 
secundária. Os fenômenos que ocorrem na interface da ferramenta e os seus efeitos 
sobre o ângulo de cisalhamento são detalhados nas seções a seguir. 
 
4.3 - Interface Cavaco-Ferramenta 
 
O estudo da interface cavaco-ferramenta se justifica não só por sua influência direta 
na formação do cavaco, mas também por estar relacionado às temperaturas, às 
forças de usinagem e à vida das ferramentas. 
Os fenômenos que ocorrem na interface cavaco-ferramenta não são totalmente 
esclarecidos. A teoria mais aceita foi proposta por Trent (1963), que assume a 
existência de uma zona de aderência e de uma zona de escorregamento na 
interface cavaco-ferramenta. O desenho esquemático da Figura 4.6 indica a 
localização dessas zonas. 
 
Ferramenta
 
Figura 4.6 Representação das zonas de aderência e escorregamento Trent 
(1991). 
 
A região hachurada corresponde à zona de aderência que é seguida pela área 
delimitada pela linha tracejada. 
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Apesar de não se ter conseguido provar a existência da zona de aderência, existem 
fortes evidências de que ela ocorra. Trent (1991) ao analisar a raiz do cavaco após o 
corte ter sido interrompidoabruptamente em um dispositivo denominado “quick stop” 
encontrou fortes evidências de sua existência. 
Outra evidência da existência da zona de aderência está relacionada ao atrito em 
usinagem. São identificados três regimes de atrito entre sólidos, dependendo da 
área de contato efetiva entre as superfícies de contato. 
Shaw et al. (1960) apresentaram os três regimes de atrito sólido por meio do 
diagrama da Figura 4.7. 
 
 
Figura 4.7 – Representação dos três regimes de atrito sólido (Shaw,1960). 
 
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O regime I ocorre quando a área de contato efetiva entre os sólidos é muito menor 
que a área aparente (Ar << A), pelo fato de o contato ocorrer apenas nas 
irregularidades das superfícies. Nesse regime é válida a Lei de Atrito de Coulomb 
(µ=σ/τ = constante, onde σ e τ são as tensões normal e cisalhante presentes no 
contanto). O regime III é aquele onde não existe superfície livre. A área de contato 
real equivale à área aparente (Ar = A). O regime II é o de transição entre I e III, onde 
o coeficiente de atrito diminui com o aumento da carga. Wallace e Boothroyd (1964), 
contestam a existência do regime II e afirmam que ocorre a transição brusca do 
regime I para III. 
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De acordo com o modelo de atrito apresentado, quando existe o contato total entre 
as superfícies a tensão cisalhante é constante e corresponde á tensão de 
cisalhamento do material de menor resistência. O modelo de distribuição de tensões 
proposto por Zorev (1963), mostrado na Figura 4.8, indica que a tensão de 
cisalhamento é constante nas proximidades da ponta da ferramenta e passa a 
decrescer a partir de um certo ponto, até chegar a zero. Ainda de acordo com o 
modelo, a tensão normal é máxima na ponta da ferramenta e decresce 
exponencialmente até chegar a zero. As elevadas tensões de compressão na ponta 
da ferramenta e o fato de a tensão de cisalhamento não variar com a tensão normal 
indica que nas proximidades da ponta da ferramenta ocorre o contato total entre a 
raiz do cavaco e a superfície de saída da ferramenta. 
 
Ferramenta
Escorregamento
 
Figura 4.8 – Modelo de distribuição de tensões em usinagem proposto por Zorev 
(1963). 
 
Onde: τst - tensão cisalhante na região de aderência; 
 lst - comprimento da região de aderência e, 
 lf - comprimento total das regiões de aderência e de escorregamento. 
 
Na região de aderência, Ar = A e prevalece o regime III. Na região de 
escorregamento Ar << A vale o regime I. Dessa forma, a força total, tangente à 
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superfície da ferramenta, é dada pela soma das forças tangenciais que atuam em 
cada uma das regiões. 
Em determinadas condições especiais a zona de aderência pode ser suprimida, 
prevalecendo apenas as condições de escorregamento. 
Devido à existência de diferentes condições na interface cavaco-ferramenta, impõe-
se a necessidade de estudo criterioso de cada uma dessas condições. 
A presença da zona de aderência pode ser ainda evidenciada por meio da análise 
da Figura 4.9 (Hutchings, 1995), onde é mostrado um diagrama de regimes de 
desgaste, definidos pela velocidade normalizada e pela carga normalizada. A 
velocidade normalizada é a razão entre a velocidade de deslizamento e a velocidade 
da condução do calor e a carga normalizada é definida pela divisão do valor da 
carga normal aplicada pela área de contato e pela menor dureza entre os materiais 
em contado. 
Velocidade normalizada = 
tc
d
v
v (4.1) 
Onde: 
vd é a velocidade de deslizamento e vtc é a velocidade de transferência de calor. 
Carga normalizada = 
HVA
FN
.
 (4.2) 
Onde: 
FN é a carga normalizada, A é a área de contato e HV é o valor da menor dureza 
entre os materiais em contato. 
O diagrama foi obtido por meio de ensaios de desgaste pino sobre disco e define 
regiões de desgaste severo, suave, transição entre os dois regimes e uma região 
onde ocorre a adesão, definida predominantemente pelo valor da carga normalizada. 
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III Suave
II Severo
IV Severo
I Adesão
V Suave
10-5
10-3
10-1
10
10-2 1 104
Velocidade normalizada 
C
ar
ga
 n
or
m
al
iz
ad
a
 
Figura 4.9. Mapa de regime de desgaste obtido no ensaio pino sobre disco em corpos de 
prova de aço. 
Tomando como exemplo o torneamento do aço AISI H10 (Costa, 2003), pode-se estimar o 
valor da força normal por meio da equação de Kienzle (Ferraresi, 1977), apresentada a 
seguir: 
cF = (4.3) 
z
s hbK
−1
1 ..
Onde: 
Fc é a força de corte; 
Ks1 e 1-z são constantes determinadas por meio de gráfico, em função do par 
ferramenta-peça e das condições de corte; 
h é a espessura do cavaco, calculada pela eq. (2.6); 
b é a largura calculada do cavaco, definida pela eq. (4.4); 
r
pab
χsen
= (4.4) 
Onde: 
ap é a profundidade de corte; 
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χr é o ângulo de posição; 
Os valores de profundidade de corte e do ângulo de posição adotados no exemplo 
foram 0,1 mm e 75o, respectivamente. Substituindo-se esses valores na eq. (4.4) 
obtém-se: 
 
b = 0,104 mm. 
 
Os valores de Ks1 e de 1-z foram obtidos considerando um material de 
características semelhantes às do material usinado (Ferraresi, 1977). 
 
Ks1 = 2250 N/mm2 e 1-z = 0,84. 
 
Substituindo esses valores na eq. (4.3) tem-se que: 
 
Fc = 21,4 N 
De posse do valor da força de corte Fc, pode-se determinar a pressão específica de 
corte Ks, por meio da equação (4.5). 
 
A
F
K cs = (4.5) 
Onde A é a área de contato cavaco ferramenta. Substituindo-se os valores de Fc e A 
(0,06 x 0,1) na eq. (4.5) tem-se: 
 
Ks = 3567 N/mm2 = 3567 MPa 
 
A carga normalizada é então calculada dividindo-se Ks pela dureza do material da 
peça, que no exemplo foi considerado 1000 HV. Como resultado obtém-se que a 
carga normalizada vale aproximadamente 3,5. Do diagrama da Figura 4.9, tem-se 
que valores de carga normal da ordem de grandeza 101 como a obtida no exemplo, 
correspondem à região de adesão, o que é um forte argumento para a existência da 
zona de aderência, ainda mais considerando que, para o cálculo de Ks foi tomado o 
valor nominal da área de contato cavaco-ferramenta. Como de acordo com a Fig. 4.6 
a área de aderência é apenas uma parcela da área total de contato, o valor real de 
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Ks é superior ao calculado. Somando-se a isso o fato que, de acordo com o modelo 
de Zorev mostrado na Fig. 4.8, a tensão normal é superior na ponta da ferramenta, a 
hipótese da existência de uma zona de aderência naquela região torna-se irrefutável. 
 
4.3.1 - Zona de aderência 
 
Como já mencionado, a existência de uma zona de aderência na interface cavaco-
ferramenta foi evidenciada por meio da análise de micrografias da raiz do cavaco 
(obtidas pela interrupção brusca do corte com um dispositivo “quick-stop”) de 
diversos materiais usinados com aço rápido e metal duro (Trent. 1963). Verificou-sea existência de contato íntimo do cavaco com a ferramenta ao longo de uma grande 
porção da interface ferramenta-peça. Essa região foi denominada de zona de 
aderência, que corresponde ao regime III do atrito sólido. Ainda com base nessas 
micrografias percebe-se que o fluxo de material não ocorre na interface e sim em 
uma zona de cisalhamento intenso na parte inferior do cavaco com espessura entre 
0,01 a 0,08 mm, que foi denominada de zona de fluxo (Trent, 1963). A porção de 
material em contato com a superfície da ferramenta permanece estacionária e há um 
gradiente de velocidade ao longo da espessura, até que no limite da zona de fluxo a 
velocidade de cisalhamento se iguala à velocidade de saída do cavaco. Com base 
nesse conceito, a tensão requerida para cisalhar o material a altas temperaturas e 
altas taxas de deformação é um fator muito importante na usinagem. Nas 
micrografias apresentadas por Trent (1963) fica evidente que as condições de 
aderência podem também ocorrer na superfície de folga, desde que o desgaste de 
flanco elimine o ângulo efetivo de folga. 
As altas tensões de compressão, grandes quantidades de calor gerado, altas taxas 
de deformação e afinidades químicas entre os materiais da ferramenta e das peças 
são apontados como principais fatores que favorecem o surgimento da zona de 
aderência, pelo fato de promovem ligações atômicas na interface. As elevadas 
temperaturas devido ao calor gerado pelas deformações plásticas não só governam 
os mecanismos e as condições de deformação da zona de aderência, mas também 
influenciam diretamente os mecanismos de desgaste da ferramenta. Trent (1988a, 
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1988b, 1988c) afirma que as condições de aderência devem ser assumidas como 
inevitáveis. 
Segundo Trent (1991), as deformações cisalhantes no plano de cisalhamento 
primário são da ordem de 2 a 5, podendo chegar a 8. Entretanto, nas bandas de 
cisalhamento adiabático na usinagem de titânio ("flow zone") as deformações são 
bem maiores, podendo atingir valores superiores a 100. Esse é um valor estimado já 
que é praticamente impossível de se medir tais níveis de deformações a taxas de 
deformações da ordem de 104 s-1, confinadas a uma zona de fluxo de espessura, 
normalmente compreendida entre 10 a 100 µm. Dessas observações Trent (1991) 
propõe um modelo, apresentado na Figura 4.10. 
 
 
Figura 4.10 - Modelo de Deformação na zona de fluxo proposto por Trent (1991). 
 
Segundo esse 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 Oa'b'X, enquanto que o material no centro da 
porção inicial de material considerada, OcdX (metade de OabX) se deformou para 
Oc"d"X, que é o dobro da deformação sofrida por ab. Da mesma forma, o material 
OefX, onde oe vale 1/4 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. 
Teoricamente, a deformação cisalhante seria infinita na superfície de saída da 
ferramenta, mas o fluxo laminar é interrompido a poucos micrometros desta 
superfície, devido à rugosidade da superfície da ferramenta. A capacidade dos 
metais e ligas metálicas suportarem tais níveis de deformações cisalhantes sem se 
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romperem é atribuída às altíssimas tensões de compressão presentes naquela 
região (Machado e Da Silva, 1993). 
 
4.3.2 Zona de escorregamento 
 
A zona de escorregamento é localizada na periferia da zona de aderência e tem 
início na onde a tensão de cisalhamento, segundo o modelo de Zorev, passa a 
decrescer e se estende até a região onde esta se anula. Nessa região não ocorre a 
deformação observada na zona de fluxo e o regime de atrito observado encontra-se 
na região I do diagrama da Figura 4.7. 
Segundo Wright (1981), as condições de escorregamento ou aderência dependem 
de: 
- Afinidade química entre os materiais da ferramenta e da peça; 
- Condições atmosféricas; 
- Tempo de usinagem; 
- Velocidade de corte; 
 
4.3.3 - Aresta postiça de corte 
A formação da Aresta Postiça de Corte, APC, ocorre durante a usinagem a baixas 
velocidades de corte, a partir de uma porção de material encruado que se posiciona 
entre a superfície de saída da ferramenta e o cavaco em formação. Trent (1988b) 
explica este fenômeno da seguinte maneira: “... a primeira camada de material que 
se une à ferramenta por meio de ligações atômicas e encrua-se. Aumenta-se assim 
o seu limite de escoamento e as tensões de cisalhamento são insuficientes para 
quebrar estas ligações. As deformações então continuam nas camadas adjacentes, 
mais afastadas da interface, até que elas também são suficientemente encruadas. 
Pela repetição deste processo, uma sucessão de camadas forma 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 estava acima da APC, para dentro do corpo 
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desta, parte de sua estrutura é cisalhada e arrastada entre a superfície da peça e a 
superfície de folga da ferramenta. 
Milovik e Wallbank (1983), analisando a microestrutura da aresta postiça de corte, 
utilizando microscopia eletrônica e ótica, encontraram várias microtrincas na zona de 
cisalhamento ao redor da APC, entre os pontos A e B da Figura 4.11. 
 
 
Figura 4.11 - Aresta Postiça de Corte (Trent 1963). 
 
Foi verificado que essas microtrincas eram responsáveis pela abertura das trincas 
nos pontos A e B e eram geradas pela presença de segunda fase no material que, 
durante o cisalhamento, se deforma diferentemente da matriz, criando um estado 
triaxial de tensão que promove o aparecimento das microtrincas. Isso explica a 
necessidade de segunda fase no material para se formar a APC, como observaram 
Williams e Rollanson (1970). 
Resumindo, as condições necessárias para o surgimento da APC são a existência 
de uma segunda fase no material, que dá origem a um estado triaxial de tensões e 
que o corte seja realizado em uma faixa de velocidades de corte relativamente baixa. 
A faixa de velocidades de corte propensa ao surgimento da APC na usinagem de 
aços-carbono é mostrada no esquema da Figura 4.12. 
 
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H, L 
L
H
L
2 a 4 m/min 60 a 70 m/min 
APC instável APC estávelAPC instávelAPC estável
vc
H, L 
L
H
L
2 a 4 m/min 60 a 70 m/min 
APC instável APC estávelAPC instávelAPC estável
vc 
 
Figura 4.12 – Dimensões da APC em função da velocidade de corte para aços-
carbono. 
A influência da velocidade de corte desta relacionada à temperatura na região de 
cisalhamento. Com o aumento da temperatura, em conseqüência do aumento da 
velocidade de corte, a diferença de plasticidade entre as fases que compõem o 
material torna-se menor, o que diminui a tendência de formação de trincas devido ao 
estado triaxial de tensões. 
 
4.4 - Ângulo de Cisalhamento e Grau de Recalque 
 
Na seção 4.2 foi citado que a diferença entre as deformações sofridas pelo material 
da peça durante a formação do cavado e as sofridas por um corpo de provas 
durante o ensaio de compressão é que na formação do cavaco existe uma quarta 
etapa que é o movimento do cavaco sobre a superfície de saída da ferramenta. A 
zona de aderência é responsável pelo surgimento de tensões de compressãona 
zona de cisalhamento primária e com isso a posição da máxima tensão de 
cisalhamento não fica posicionada a 45o em relação à vertical, como no ensaio de 
compressão, mas em uma posição que descreve um ângulo menor 45o. O ângulo 
entre o plano de corte e o plano de cisalhamento primário é denominado ângulo de 
cisalhamento e é representado pela letra φ. O valor de φ é tanto menor quanto maior 
for a restrição do material na interface cavaco-ferramenta. 
A fato de o ângulo de cisalhamento ser menor que 45o, faz com que a espessura do 
cavaco seja maior que a espessura de corte. A razão entre a espessura do cavaco e 
a espessura de corte é definida como grau de recalque. 
 
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cav
c
v
v
h
hRc == ' (4.1) 
 
Onde: 
vc a velocidade de corte; 
vcav é a velocidade de saída do cavaco; 
 
A definição do grau de recalque facilita a determinação do ângulo de cisalhamento, 
que pode ser obtido por meio da expressão: 
 
n
n
Rc γ
γ
φ
sen
cos
tan
−
= (4.2) 
 
onde: γn é o ângulo de saída normal. 
 
Os valores de φ e de Rc são indicadores da quantidade de deformação sofrida pelo 
material na zona de cisalhamento primária. Quanto maior o valor de Rc (ou menor o 
valor de φ) maior a quantidade de deformação sofrida pelo material no plano de 
cisalhamento primário. 
 
4.4 – Classificação dos Cavacos 
 
Em um produto obtido por processos de usinagem, o material é retirado em forma de 
cavacos. A configuração do cavaco pode ser problemática em algumas situações por 
oferecer riscos de danos à peça, à máquina-ferramenta e à integridade física do 
operador. Além disso, o cavaco pode ocupar um volume considerável. Nesse 
aspecto, a obtenção de cavacos curtos em forma de lascas é preferível aos cavacos 
longos em forma de fitas. A razão entre o volume ocupado pelo cavaco e o volume 
do material maciço com a mesma massa é denominado por fator de 
empacotamento. 
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Os problemas relacionados à configuração dos cavacos podem atingir uma 
magnitude que venha a exigir a adoção de procedimentos específicos, apresentados 
na seção a seguir, denominada controle do cavaco. Antes, porém de estudar o 
controle do cavaco é faz-se necessário classificar os cavacos. A classificação dos 
cavacos pode ser feita levando-se em conta os tipos e as formas de cavacos. 
 
4.4.1 – Classificação dos cavacos quanto ao tipo 
 
Quanto ao tipo, os cavacos podem ser classificados em: 
a. Cavacos contínuos; 
b. Cavacos parcialmente contínuos; 
c. Cavacos descontínuos; 
d. Cavacos segmentados; 
 
Os três primeiros tipos de cavaco dependem da ductilidade do material da peça e 
das condições de corte. Os cavacos segmentados são obtidos na usinagem de 
materiais de baixa condutividade térmica, ou em materiais com condutividade 
térmica relativamente elevada, desde sejam usinados em velocidades de corte 
elevadas comparadas à velocidade do fluxo de calor no material. 
O tipo de cavaco (contínuo, parcialmente contínuo e descontínuo) depende da 
propagação da trinca que tem origem na ponta da ferramenta, na posição A, 
mostrada na Figura 4.13. 
A
B
A
B
 
Figura 4.13 – Desenho esquemático do plano de cisalhamento primário. 
a. Cavacos contínuos 
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Os cavacos contínuos são obtidos na usinagem de materiais dúcteis. O material é 
tracionado e sofre ruptura no ponto A, na ponta da ferramenta. Um campo de 
tensões de compressão atua sobre o plano de cisalhamento primário e a 
propagação da trinca é interrompida, o que faz com que o cavaco seja contínuo. 
A intensidade da tensão de compressão sobre o plano de cisalhamento primário é 
influenciada pelo ângulo de cisalhamento φ, que por sua vez depende das condições 
da interface cavaco-ferramenta. 
 
b. Cavacos parcialmente contínuos 
 
Os cavacos parcialmente contínuos representam uma classe intermediária entre os 
cavacos contínuos e os descontínuos. A trinca originada no ponto A da Figura 4.12 
se propaga até um ponto do plano de cisalhamento primário entre A e B. Dois 
fatores são apontados como possível causa da supressão da propagação da trinca. 
O primeiro está relacionado à energia elástica da ferramenta que pode não ser 
suficiente para garantir a propagação da trinca. A ferramenta perde então o contato 
com o cavaco e a propagação da trinca é suprimida. O outro fator é relacionado às 
tensões de compressão que atuam sobre o plano de cisalhamento primário. A 
presença de elevadas tensões de compressão à frente do ponto de abertura da 
trinca e pode suprimir a sua propagação. O resultado é um cavaco com aspecto 
serrilhado. 
 
c. Cavaco descontínuos 
 
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Os cavacos descontínuos são típicos da usinagem de materiais frágeis, que não 
suportam grandes deformações sem sofrerem fratura. Materiais com certa 
ductilidade podem apresentar cavacos descontínuos, desde que usinados a baixas 
velocidades de corte, ângulos de saída pequenos e grandes avanços. O aumento da 
velocidade de corte tende a tornar o cavaco contínuo, devido à maior geração de 
calor que torna o material mais dúctil e também por tornar mais difícil a penetração 
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de contaminantes na interface e com isso reduzir a tensão de compressão no plano 
de cisalhamento primário. 
 
d. Cavaco segmentado 
 
As deformações no plano de cisalhamento primário provocam a elevação da 
temperatura naquela região. O calor gerado no plano de cisalhamento primário se 
propaga por condução para a peça e para o cavaco. Na usinagem de materiais com 
baixa condutividade térmica, o calor gerado no plano de cisalhamento primário tende 
a ficar concentrado naquela região, o que provoca a redução da resistência ao 
cisalhamento. A queda de resistência ao cisalhamento do material faz com que ele 
continue a ser deformado, mesmo depois de deslocar-se para uma região de menor 
tensão de cisalhamento, o que dá origem a um seguimento. O ciclo se repete dando 
origem a bandas de cisalhamento. O ciclo de formação do cavaco segmentado é 
mostrado na figura 4.14. 
 
 
A 
 
B 
 
C 
 
D 
Figura 4.14 – Formação do cavaco segmentado. 
 
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A formação do cavaco segmentado tem início com a deformação do material no 
plano de cisalhamento primário (A), a rotação e o deslocamento do plano de 
cisalhamento primário (B), movimento do segmento sobre a superfície de saída da 
ferramenta e a formação de uma nova banda de cisalhamento (C) e a repetição do 
ciclo (D). 
 
4.4.2 Classificação dos cavacos quanto à forma 
 
Quanto à forma, os cavacos são geralmente classificados em: 
• Cavaco em fita; 
• Cavaco helicoidal; 
• Cavaco em espiral; 
• Cavaco em lascas ou pedaços; 
 
A norma ISSO define uma classificação mais detalhada dos cavacos quanto à forma, 
como mostrado na figura 4.15. 
 
fragmentado
 
 
Figura 4.15 – Classificação dos cavacos de acordo com a norma ISO 3685 (1987). 
 
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Smith (1989) apresenta um diagrama que identifica a influência do avanço e da 
profundidade de corte na formado cavaco, conforme mostrado na Figura 4.16. 
 
Figura 4.16 – influência do avanço e da profundidade de corte na forma dos 
cavacos. 
 
 
4.5 – Controle de Cavacos 
 
A geometria e a disposição dos cavacos pode ser problemática e até crítica na 
usinagem de materiais dúcteis, principalmente em faixas elevadas de velocidade de 
corte. A geração de cavacos longos pode gerar problemas no processo relacionados 
ao (Machado e Silva, 1999): 
• Cavacos longos ocupam muito espaço em relação ao espaço ocupado por 
sólidos com a mesma massa, o que causa problemas de armazenamento, 
manuseio e descarte; 
• Representam riscos para o operador caso venham se enrolarem em torno da 
peça, da ferramenta ou de componentes da máquina-ferramenta; 
• Podem comprometer o acabamento superficial da peça caso enrolem-se em 
torno dela; 
• Podem afetar a vida das ferramentas, as forças de usinagem e a temperatura 
de corte; 
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• Podem impedir o acesso regular do fluido de corte; 
 
A razão entre o volume ocupado pelo cavaco e o volume de um sólido de massa 
equivalente é definida como fator de empacotamento (R). 
 
R = massa do cavaco 
 massa de um sólido de massa equivalente 
 
 
 
Cavacos contínuos e longos apresentam fator de empacotamento em torno de 50 ou 
superiores, enquanto em cavacos em lascas ou pedaços esse valor é reduzido a 3 
(Boothroyd, 1981). 
O conjunto de problemas associados aos cavacos longos fez com que fossem 
desenvolvidas medidas para promover a sua quebra. O método tradicional de 
controle do cavaco é a utilização de quebra-cavacos. Os quebra-cavacos são 
obstáculos localizados sobre a superfície de saída das ferramentas com o objetivo 
de forçar a sua curvatura. Os quebra-cavacos são classificados em: 
• Quebra-cavacos postiços; 
• Quebra-cavaco integral tipo I – anteparo; 
• Quebra-cavaco integral tipo II – cratera; 
 
 
 A B C 
A - Quebra-cavacos postiços 
B - Quebra-cavaco integral tipo I – anteparo 
C - Quebra-cavaco integral tipo II – cratera 
Figura 4.17 – Tipos de quebra-cavacos. 
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Outros métodos para promover a quebra dos cavacos foram desenvolvidos e 
aplicados levaram a resultados satisfatórios. Um dos métodos consiste em variar 
a velocidade de avanço por meio de comandos no programa de máquinas CNC. 
O desenho esquemático da Figura 4.18 representa o método da desaceleração 
do avanço. 
 
 
 
Figura 4.18 – Efeito da desaceleração do avanço na espessura do cavaco 
(Takatsuto, 1988) 
 
Outro método aplicado é conhecido como método hidráulico, que consiste na 
injeção de fluido de corte a alta pressão na superfície de saída da ferramenta, no 
sentido contrário ao da saída do cavaco, conforme seqüência mostrada na Figura 
4.19. Esse método apresentou resultados satisfatórios na usinagem de ligas de 
Titânio e de Níquel, reduzindo o fator de empacotamento de 47, obtido na 
usinagem sem quebra-cavacos, para 4,7 quando foi utilizado o método. 
 
 
 
Figura 4.19 – Aplicação de jato de fluido a alta pressão com a finalidade de 
promover a quebra do cavaco (Machado, 1990). 
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A deformação sofrida pelo cavaco nos planos de cisalhamento primário e 
secundário é diretamente proporcional a h’/rc, onde h’ é a espessura do cavaco e 
rc é o raio de curvatura do cavaco, Shaw (1986). Se a deformação sofrida pelo 
cavaco nesse estágio não for suficiente para causar a sua ruptura, faz-se 
necessário aumentar a espessura do cavaco ou reduzir o raio de curvatura. 
Como h’ está diretamente relacionado ao avanço e este, por sua vez, ao 
acabamento superficial da peça o procedimento mais recomendável é procurar 
diminuir o raio de curvatura do cavaco. 
O método mais usual para reduzir o raio de curvatura do cavaco é o emprego dos 
quebra-cavacos, porém condições de corte e a geometria da ferramenta também 
o influenciam. Sales, 1995, estudou a influência desses parâmetros no raio de 
curvatura natural do cavaco e os resultados obtidos são apresentados na Figura 
4.20. Com base em valores de sensibilidade adimensional, o autor verificou que a 
profundidade de corte foi o parâmetro mais influente no raio de curvatura do 
cavaco, seguida pelo avanço, o ângulo de saída e a velocidade de corte foram, 
nessa ordem. 
Observa-se que o raio de curvatura do cavaco aumenta com o aumento da 
profundidade de corte, do ângulo de saída e da velocidade de corte e diminui 
como o aumento do avanço. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
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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
ap [mm]
rc
 [m
m
]
4
 
a 
 
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
]
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
]
c 
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
]
d 
 
Figura 4.20 – Influência da profundidade de corte, (b) do avanço, (c) do ângulo de 
saída da ferramenta e (d) da velocidade de corte no raio de curvatura do cavaco 
(Sales, 1995).