Palavras-chave: fresamento, superfícies complexas, topo esférico, acabamento.

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1 ANÁLISE DA UTILIZAÇÃO DE FRESAS DE TOPO ESFÉRICO DE DENTES HELICOIDAIS E DE DENTES RETOS NO ACABAMENTO DE SUPERFÍCIES COMPLEXAS NO AÇO SAE H13 (48 HRC) Prof. Dr. Eng. Jefferson de Oliveira Gomes SENAI-CIMATEC, Av. Orlando Gomes, 1845, Piatã, CEP , Salvador, BA, Brasil. E- mail: jefferson@fieb.org.br Tecnólogo José Carlos da Silva Ferramentaria SOCIESC, R. Albano Schmidt, 3333, Boa Vista, CEP 897-, Joinville, SC, Brasil. jcarlos@sociesc.com.br Resumo. Este trabalho analisa as características de contato ferramenta/peça do processo de fresamento e as influências dos parâmetros de corte com foco sobre o desvio de forma para tapa de acabamento em 3 eixos do aço SAE H13 (48 HRC). Com esse trabalho objetiva-se concluir sobre a necessidade ou não do uso de ferramentas com ângulo de hélice (λ) para operações de acabamento nesse material. Palavras-chave: fresamento, superfícies complexas, topo esférico, acabamento. 1. INTRODUÇÃO Quando é utiliada uma geometria de corte helicoidal, cada gume penetra passo a passo através da peça, alcançando um valor máximo da força de usinagem, que é menor do que para um gume único (Stemmer, 199). No entanto, o inconveniente de utiliação dessas ferramentas é a necessidade de reafiação em máquinas CNC. Considerando-se que operações de acabamento são caracteriadas por apresentarem pequenas seções de usinagem, onde o ângulo de sobreposição dos gumes é pequeno, esse trabalho objetiva analisar a necessidade ou não do uso de ferramentas helicoidais no acabamento do aço H13 (48 HRC), em função do uso de ferramentas com canais retos, tipicamente afiadas no chão-de-fábrica das ferramentarias nacionais.. CONDIÇÕES DE CONTATO FERRAMENTA/PEÇA.1. Condições de Contato em ½ Eixos, com uma Fresa Helicoidal de Topo Reto A sobreposição de vários gumes indica a vantagem da geometria helicoidal para o controle da potência de usinagem (P). Neste caso, a força de usinagem nunca chega ro e a ferramentstá sempre sob carga. Isto produ estabilidade para o processo de fresamento, reduindo a vibração e requisitando potências de corte constantes durante o processo (Wertheim, 1993 e Boogert, 1996). No fresamento de topo reto com fresas helicoidais, o comprimento de ação do gume depende do ângulo de hélice (λ). O comprimento do gume que está em ação durante o processo determinará de uma maneira significativa, tanto a força quanto a potência de usinagem. O equacionamento da força de corte (F c ) para a fresa de topo reto é obtido por intermédio da equação modificada de Kinle. Neste caso, deve-se conhecer as grandeas empíricas: força específica de corte (k c1.1 ) e o coeficiente de Kienle (1-mc). Essquação está fundamentada no

2 conhecimento da tensão de deformação e usinabilidade dos materiais, na seção transversal de usinagem e no número de dentes no corte (Kölling, 1986). F c = a p. ie. h m 1 - mc. k c1.1 (1) a p [mm]: profundidade de corte axial ie : número de gumes atuantes no corte h m [mm]: espessura média de usinagem Pelquação (1), (a p. ie ) é a soma de todos os gumes que estão atuando simultaneamente no corte. Para um ângulo de ataque (κ) igual a 9, que é a característica de uma fresa de topo reto, pode-se calcular spessura média de usinagem (h m ) pela seguinte aproximação: h m = f. ae. 36 /(ϕ c. π. D) () f [mm]: avanço por dente ϕ c [ ]: ângulo de penetração no corte [mm]: profundidade de corte radial O ângulo de penetração no corte (ϕ c ) é função da relação de sobreposição da profundidade de corte radial com o diâmetro da ferramenta de corte ( /D) (Figura 1). Este ângulo é determinado por (Isakov, 1996): ϕ c = arccos (1 /D) (3) ϕ c ϕ c Figura 1. Determinação do ângulo de penetração de corte (ϕ c ) O comprimento de corte circular (l cp ) corresponde à projeção dos gumes atuantes sobre a área da ferramenta, ou seja, o comprimento que cada ponto do gume realia numa rotação da ferramenta. Esse comprimento é determinado pela seguinte equação (Kölling, 1986): l cp = (π.d/36 ). arccos(1- ( /D)) (4) Pode-se calcular o comprimento do gume atuante (l sp ) para fresas de topo reto pela seguinte equação: l sp (λ= ) = a p. l cp /U t (5) U t = πd / (6) Com o auxílio das equações 1 a 6, pode-se calcular a potência de corte (P c ) para fresas com dentes retos. No entanto, para fresas com dentes helicoidais (λ > ) são necessárias outras relações geométricas. As variações do grau de sobreposição dos gumes (Figura ) são dependentes da profundidade de corte axial (a p ), da divisão periférica do gume (U t ) e do ângulo de hélice (λ). O grau de sobreposição dos gumes ocorre quando o comprimento do gume projetado sobre o topo da fresa (l sp ) for maior que a divisão periférica (U t ). Em caso negativo, a recíproca também é

3 verdadeira. O fresamento uniforme é umxceção, na qual o comprimento do gume (l sp ), projetado sobre o topo da fresa, é igual à divisão periférica (U t ) (Kölling, 1986). Estima-se que para cada grau de acréscimo do ângulo de hélice (λ), a força de corte (F c ) e a força de avanço (F f ) aumente cerca de 1,5% e a força passiva (F p ) aumente cerca de 1% (König et al, 198). O oposto também vale para este caso. Quando são utiliadas ferramentas com diâmetro e número de dentes diferentes, os valores de l sp são alterados e, conseqüentemente, a força de usinagem (F) também é alterada (Isakov, 1996). Figura. Variações do grau de sobreposição do gume (Kölling, 1986).. Condições de Contato em ½ Eixos, com uma Fresa de Topo Esférico A usinagem de uma cavidade com uma ferramenta de topo reto apresenta o inconveniente de uma sobremedidm forma de escada que deve ser removida na operação posterior de préacabamento. Esta transição topográfica pode provocar oscilações da força de usinagem e deflexões na ferramenta para a operação posterior de pré-acabamento ou acabamento, que, invariavelmente, influenciarão na precisão geométrica da peça. Com a utiliação de ferramentas de topo esférico ou toroidais, a transição entre os passes é menos pronunciad o volume de sobremedida é menor. Para fresas de topo esférico, as condições de contato do gume modificam-se continuamente, variando de um valor de rotação nulo na ponta da ferramenta até o máximo nominal na região efetiva de corte. Independente da profundidade de corte radial ( ), no fresamento em ½ eixos, a ponta da ferramenta se mantém em contato no corte. A espessura (h) e a largura (b) de usinagem aumentam progressivamente, reduindo as tensões no gume da ferramenta, permitindo, deste modo, o emprego de maiores velocidades de avanço (Chiang et al, 1995; Schul, 1997). Para a determinação da potência de corte (P c ) consumida pela máquina-ferramenta no fresamento em ½ eixos, são apresentadas abaixo as condições de contato da fresa de topo esférico com o material da peça (Figura 3): O ângulo de penetração no corte (ϕ c ) nntrad saída da ferramenta com corte concordante (ϕ e ) e (ϕ a ), pode-se determinar por (Bieker, 1991): ϕ e = arccos ( /(D.senκ) 1) para (D/). senκ (7) ϕ e = para > (D/). senκ ϕ a = 18 para qualquer ângulo de ataque (κ) O ângulo de penetração no corte (ϕ c ) é então determinado por: ϕ c = ϕ a ϕ e (8) Para fresas de topo esférico, o comprimento de corte circular (l cp ) corresponde a:

4 l cp = ϕ c. D /. senκ (9) Neste caso, spessura média de usinagem (h m ) é determinada pela seguinte aproximação: h (ϕ, κ)= f. senϕ. senκ (1) h m =. f. /(ϕ c. D.senκ) (11) y A D n x B ap Corte BB Schnitt BB máx x vf B ae A c ap h( ) D/ (r) c Corte CC Schnitt CC y Corte AA Schnitt AA y f D/ ap v cw r ( k ) a ( k ) c x e ( k ) Figura 3. Condições de contato para uma fresa de topo esférico (Bieker, 1991) A seção transversal de usinagem (A sp ), no contato com fresas de topo esférico, é dependente do ângulo de penetração no corte (ϕ c ): κmax D Asp = f senκ dκ = f. (D/). senϕ. (1 - cosκ max ) (1) O ângulo de ataque máximo (κ max ) é então calculado por: κ max = arcsen[(. /D). (1/(1 + cosϕ)] para ϕ < ϕ e κ max = arccos[1 -. (a p /D)] para ϕ ϕ e (13) A velocidade de corte (v c ) é uma função do ângulo de ataque (κ), pois esta varia ao longo do comprimento do gume (Bieker, 199). A velocidade de corte efetiva (v cef ) é calculada por: v cef = v c. senκ v c = π. n. D/1 (a p = D/ e n[rpm]= rotação da ferramenta de corte) (14).3. Análise da Influência da Geometria da Ferramenta Sobre a Qualidade Superficial A influência da geometria de uma ferramenta de corte sobre a qualidade superficial na direção transversal ao avanço, pode-se demonstrar pela variação da rugosidade teórica (R th ) (Figura 4) (Zander, 1995).

5 Qualidade superficial na direção transversal ao avanço Diâmetro da ferramenta D = 5mm Fresa de topo esférico Fresa de topo reto Fresa de topo toroidal R a th e v f R th a v f R v th e a f e Rugosidade Teórica R th R th =,5 mm D D. 4 a e D/ 9 R th = Rugosidade Teórica R th D. sin,5 mm sin. D D/ 9 e a R Rugosidade Teórica (Forma aproximada) D r eff = r p. 1 sin th,5 mm R th = r. sin eff r=4 p mm ( ) r D/ 9 onde: : ângulo de inclinação entre a haste e a normal da superfície. obs: o ângulo de inclinação da haste (), no fresamento em 3 eixos, é correspondente ao ângulo de inclinação da superfície da peça com a mesa da máquina na posição horiontal (α). Figura 4. Rugosidade teórica (R th ) na direção transversal ao avanço (Zander, 1995) Com o aumento da profundidade de corte radial ( ) e do ângulo de inclinação entre a haste e a normal da superfície (), as fresas de topo toroidal e reto apresentam um comportamento semelhante em relação ao aumento da rugosidade teórica (R th ). O mesmo resultado não ocorre para a fresa de topo esférico (Zander, 1995). Devido à característica geométrica do topo esférico da fresa, o ângulo de inclinação entre a haste e a normal da superfície () não influencia na rugosidade teórica (R th ). Todavia, a influência da profundidade de corte radial ( ) é muito maior, comparada às fresas de topo reto e toroidal. Pode-se também demonstrar a influência da geometria das ferramentas de corte sobre a qualidade superficial, na direção longitudinal ao avanço, em função da rugosidade teórica (R th ) (Figura 5) (Zander, 1995). As geometrias circulares dos gumes das fresas de topo esférico e toroidal provocam um perfil em formato de ondas. Este perfil não sofre influência do ângulo de inclinação entre a haste e a normal da superfície (). Para todos os tipos de topo de ferramentas, na direção longitudinal ao avanço, a rugosidade teórica (R th ) aumenta proporcionalmente ao avanço por dente (f ). Entretanto, para ferramentas de topo esférico e toroidal, a influência do avanço por dente (f ) é menos sensível, devido ao elevado valor do raio de quina r ε. Para fresas de topo reto, com o ângulo de inclinação entre a haste e a normal da superfície (), produ-se um perfil em formato de dente de serra. O máximo valor de rugosidade teórica (R th ) é obtido para = 45. Com a variação do avanço por dente (f ), estabelece-se uma relação linear com a rugosidade teórica (R th ). Desse modo, devido à independência do ângulo de inclinação entre a haste e a normal da superfície () e da pequena relação com o avanço por dente (f ), as ferramentas de topo esférico são mais adequadas para o acabamento em três eixos de superfícies complexas. A profundidade de corte radial ( ) exerce uma influência significativa na formação da altura das cristas. Entretanto, em operações com altas velocidades de corte (HSC) é possível o emprego de pequenas profundidades de corte radiais ( ), com altas velocidades de avanço, sem prejuío do tempo de fabricação. eff

6 Qualidade superficial na direção longitudinal ao avanço Diâmetro da ferramenta D=5mm Fresa de topo esférico Fresa de topo reto Fresa de topo toroidal R thvf f v f R thvf R thvf f v f f v f Rugosidade teórica na direção do avanço R thv f D D. 4 Rugosidade teórica na direção do avanço f. f R = thv f = sin (. ) Rugosidade teórica na direção do avanço R thv f = r. p f r p 4 µ m R thv f f f mm,5 9 5 µ m R thv f f f mm,5 9 µ m R thv f r p =4 mm f f mm,5 9 Figura 5. Rugosidade teórica (R th ) na direção longitudinal ao avanço (Zander, 1995).4. Geometria de Contato no Fresamento em 3 Eixos, com Fresa de Topo Esférico No fresamento em 3 eixos, para a descrição das características de contato ferramenta/peça num determinado ponto (P) (Figura 6), é necessário o conhecimento das seguintes informações (Schul, 1996): do valor da sobremedida de usinagem, como função do diâmetro da ferramenta de corte (D) e da profundidade de corte na direção normal à superfície (a n ); da forma das linhas de fresamento, como função da profundidade de corte radial na direção tangencial à superfície (t ), do ângulo de inclinação da superfície da peça com a mesa da máquina na posição horiontal (α) e da direção do movimento de corte, em relação à superfície (corte concordante/discordante); das características particulares do ponto de contato (P), como função do raio de curvatura da superfície na direção longitudinal ao avanço (ρ v ), do incremento lateral (ρ s ) e do ângulo de rampa da superfície (θ). Estabelecendo-se uma análise das características geométricas acima citadas, verifica-se a dependência desses fatores com o ângulo de penetração no corte (ϕ c ), com a área da capsférica usinada pelo topo da ferramenta, com spessura de usinagem (h) e com a largura de usinagem (b). Com efeito, dependendo da inclinação da superfície, durante o processo de fresamento em 3 eixos com ferramentas cilíndricas de topo esférico, várias partes do gume estão em contato com a peça. Como os ângulos de contato no corte, nntrad na saída (ϕ e e ϕ a ), são funções do ângulo de ataque (κ), todos os pontos do gume estarão sob diferentes situações de cargas em uma determinada linha de contato (Chiang, et al, 1995). O ângulo de inclinação da superfície da peça com a mesa da máquina horiontal (α) determina a qualidade do corte com ferramentas de topo esférico. Quando o centro da ferramenta de corte está em contato no corte, as cargas sobre o gume e a vibração são máximas, devido à elevada força passiva (F p ) e à pequena área de saída de cavaco na ponta da ferramenta. A seguir, são demonstrados os estudos a respeito da influência da geometria do canal de uma fresa de topo, utiliada para operações de acabamento de cavidades de moldes de injeção no aço SAE H13 (48 HRC). As análises estão baseadas nos resultados de acabamento superficial e de erro de forma.

7 Condições de Contato no Acabamento Sobremedida na Direção Longitudinal ao Avanço D Divisões das Linhas de Fresamento an α vf P y aet x P Ponto de Contato Raio de Curvatura P P n P θ Inclinação da Superfície Py Figura 6. Características geométricas no fresamento 3 eixos em um determinado ponto (P) (Chiang et al, 1995) 3. MATERIAIS E MÉTODOS O aço H13 (48 HRC) apresentou a seguinte dure composição química média (Tabela 1): Tabela 1. Dure percentual em peso em balanço com o Fe do aço SAE H13 Material Durea HRC C Si Mn Cr V Mo SAE H13 48,4,3,3 5,5,3 1,1 Os ensaios foram realiados em um centro de usinagem FAMUP, 3 eixos, com curso máximo de deslocamento das guias em X de 1 mm, Y de 1 mm e Z de 6 mm, rotação máxima do eixo árvore de 1 rpm, com potência máxima de 15 kw e comando FANUC. Para avaliação do desvio da haste da ferrament de forma da peça, colou-se um pedaço de resina (Cibatool) ao lado do material a ser ensaiado, de forma que a ferramenta percorresse a resina e a peça como se fossem apenas um bloco (Figura 7). a. montagem a b. montagem a 15 c. montagem a 75 Figura 7. Esquema de montagens para a avaliação do desvio de forma da peça Quando a ferramenta sai da resin entra na peça, percebem-se duas superfícies em níveis diferentes. Considerando que a resina não é resistente o suficiente para provocar uma deflexão na ferramenta, admitiu-se que a diferença de alturntre as superfícies usinadas na resin na peça, era provocada somente pela reação à força de corte (F c ) daquele material. A diferença de alturntre estas duas superfícies foi medida com o auxílio de um rugosímetro. Foram testadas quatro diferentes inclinações do corpo de prova:, 15, 45, 75 e 9. As setas indicam o sentido percorrido pela ferramenta de corte durante a usinagem.

8 Os ensaios foram realiados com ferramentas de diâmetros 6 e 8 mm, com comprimento de 156 mm, em relação à base do porta-ferramenta. Cada condição foi repetida uma ve e em caso de discordância de resultados, procedeu-se então, a mais uma repetição. Para cadnsaio, utiliou-se apenas uma ferramenta. Para a medição da rugosidade das faces dos insertos ensaiados, utiliou-se um rugosímetro TAYLOR HOBSON (Talysurf séries ), com Cut-off de,8 mm, raio do apalpador de 1 µm e comprimento total de medição de 5,6 mm, com três medições por amostra.. Baseando-se em ensaios anteriores (Gomes 1), definiu-se o uso de metal-duro (classe K3) para a fabricação das ferramentas inteiriças e a geometria da ferramenta com canais helicoidais (Figura 8). A ferramenta com canais retos apresentou as mesmas características geométricas, no entanto com ângulo de hélice (λ) nulo. Geometria l λ 7 γ p α p1 19 α p 3 γ o Figura 8. Ferramenta de topo esférico helicoidal ensaiada 6,5 mm Foram escolhidas geometrias de contato com profundidades de usinagem normais e tangenciais à superfície (a n e t ) com valores tipicamente menores do que,5 mm (a n e t =,3 mm) e parâmetros de corte moderados, com avanço por dente (f ) variando de,5 mm à, mm, segundo Gomes (1). A velocidade de corte nominal (v cnom ) escolhida foi de 15 m/min. 4. AVALIAÇÃO DOS ENSAIOS O erro dimensional produido na superfície da peça ocorreu, fundamentalmente, pelo deslocamento da haste da ferramenta. No caso do corte concordante, no momento dntrada do gume na peça, a maior espessura de usinagem (h) provoca uma retração da haste da ferramenta de corte, originando o erro dimensional da peça. O erro dimensional aumenta proporcionalmente com o ângulo de inclinação da superfície da peça com a mesa da máquina horiontal (α). Em ensaios realiados no aço H13, constatou-se que o erro dimensional foi ainda mais crítico para ângulos (α) maiores que 75, pois o tempo de contato do gume no corte é mínimo (Figura 9). Verificou-se também nesta faixa, uma piora da profundidade de rugosidade média (R ). Com a diminuição desse ângulo o grau de sobreposição do gume aument o processo de corte passa a ser mais estável. Erro dimensional [ m] ângulo de inclinação da superfície da peça com a mesa da máquina horiontal (α) Material: Aço H13 Durea: 48 HRC Parâmetros corte concordante f =,1 mm a n =, mm v cnom = m/min Ferramenta: metal-duro K3 topo esférico 6 mm 8 mm Figura 9. Influência do o ângulo de inclinação da superfície da peça com a mesa da máquina horiontal (α), para dois diâmetros distintos (6 e 8 mm)

9 Com o aumento do avanço por dente (f ), spessura de usinagem máxima (h max ) aument a reação de impacto do gume da ferramenta com o material da peça é mais pronunciada (Figura 1). Para pequenas inclinações da superfície da peça com a mesa da máquina horiontal (α) a variação do avanço não foi sensível, devido a maior estabilidade da ponta da ferramenta de corte. Erro dimensional [ m] ângulo de inclinação da superfície da peça com a mesa da máquina horiontal (α) Material: Aço H13 Durea: 48 HRC Parâmetros corte concordante a n =,1 mm a n =, mm v cnom = m/min Ferramenta: metal-duro K3 topo esférico (D= 6 mm) f =,1 mm f =,5 mm Figura 1. Influência do avanço por dente (f ) no erro dimensional, com o aumento do ângulo de inclinação da superfície da peça com a mesa da máquina horiontal (α). Uma outra característica fundamental para a análise do desvio da haste é a influência do ângulo de hélice da ferramenta de corte. Verificou-se que em condições de acabamento, ou seja, pequenas seções de cavaco, a vantagem do uso de ferramentas helicoidais só foi significativa para ângulos de inclinação da superfície da peça com a mesa da máquina horiontal (α) maiores que 75 (Figura 11) m] Erro dimensional [ ângulo de inclinação da superfície da peça com a mesa da máquina horiontal (α) Material: Aço H13 Durea: 48 HRC Parâmetros corte concordante f =,1 mm a n =, mm v cnom = m/min Ferramenta: metal-duro K3 topo esférico D= 8 mm canal helicoidal canal reto Figura 11. Influência da utiliação de canais helicoidais no erro dimensional, com o aumento do ângulo de inclinação da superfície da peça com a mesa da máquina horiontal (α) Com o uso de ferramentas de topo esférico, independentemente da rotação aplicada, a velocidade de corte efetiva (v cef ) na região central do gume tende ro. Portanto, a variação do erro dimensional da superfície com o aumento da velocidade de corte (v c ) não é significativa. 5. CONCLUSÕES Nesse artigo foram analisadas relações geométricas e paramétricas necessárias para a determinação dtapa de acabamento de cavidades por fresamento no aço SAE H13 (48 HRC). No processo de acabamento, estabeleceram-se as relações das características de contato ferramenta/peça para o processo de fresamento de topo, em regime de acabamento em 3 eixos. A partir de então, analisaram-se as influências dos parâmetros de corte e da geometria do canal da fresa sobre o erro dimensional. Verificou-se que o uso de ferramentas helicoidais é mais vantajoso para operações que envolvam ângulos maiores de inclinação da superfície da peça com a mesa da

10 máquina horiontal (α), ou sejm situações encontradas para a fabricação de cavidades profundas. No caso contrário, pode-se optar pela utiliação de ferramentas de dentes retos, mais facilmente fabricadas. 6. REFERÊNCIAS Bieker, R., 1991, NC-Fräsen von Stahlhohlformen, VDI-Verlag GmbH, ISBN , Düsseldorf. Boogert, M., Kals, H.J.J., Van Houten F.J.A.M., 1996, Tools Paths and Cutting Technologies in Computer-Aided Process Planning, Int. Journal. Adv. Manufacturing. Tecnology, 11, pp , Londres. Chiang, S., Tsai C., Lee, A., 1995, Analysis of Cutting Forces in Ball-end Milling, Journal of Materials Processing Technology, Elsevier, pp , 47. Gomes, J.O., 1, Fabricação de Superfícies de Forma Livre por Fresamento no Aço Temperado ABNT 4, na Liga de Alumínio AMP8 e na Liga de Cobre Cu-Be, Tese de Doutorado da Universidade Federal de Santa Catarina, 15 pp., Florianópolis. Isakov, R., 1996, The Mathematics of Machining, Americam Machinist, pp Kölling, D., 1986, Proessoptimierung und Leistungssteigerung Beim Schaftfräsen. Dissertation, RWTH-Aachen. König, W., Witte L., 198, Specific Cutting Force Data for Metal Cutting, Verlag Stahleisen GmbH., Düsseldorf, Alemanha. Schul, H., 1997, State of the Art and Trends of High Speed Machining, Seminário de Usinagem com Altíssima Velocidade de Corte e Alta Precisão. Universidade Metodista de Piracicaba. Stemmer, C.E., 199, Ferramentas de Corte II, Editora da UFSC, 1 a Edição. Wertheim, R., Satran, A., 1993, New Cutting Tool Geometries for Shunk. Face and Corner Mills, Procedings CIRP/VDI Seminar: Developments in Technologies, pg Düsseldorf. Zander, M., 1995, Potentiale beim Mehrachsen-Fräsen mit Toruswerkeugen im Formenbau, Dissertation, RWTH-Aachen, junho de ANALYSIS OF HELYCOIDAL BALL NOSE MILLS FOR THE FINISHING OF FREE FORM SURFACES ON STEEL SAE H13 (48 HRC) Prof. Dr. Eng. Jefferson de Oliveira Gomes SENAI-CIMATEC, Av. Orlando Gomes, 1845, Piatã, CEP , Salvador, BA, Brasil. E- mail: jefferson@fieb.org.br Tecnólogo José Carlos da Silva Ferramentaria SOCIESC, R. Albano Schmidt, 3333, Boa Vista, CEP 897-, Joinville, SC, Brasil. jcarlos@sociesc.com.br Abstract. This work analyses the contact characteristics tool/workpiece and the influences of cutting parameters with focus on the machined surface and form device. The objective is to conclude about the necessity or not of helycoidal ball nose mills for the finishing of free form surfaces on the steel SAE H13 (48 HRC). Keywords: milling, free form surfaces, ball nose, finishing.