UTILIZAÇÃO DA MÍNIMA QUANTIDADE DE LUBRIFICANTE (MQL) COM ÁGUA 
NO PROCESSO DE RETIFICAÇÃO CILÍNDRICA EXTERNA DE MERGULHO, EM 

CERÂMICAS, COM REBOLO DIAMANTADO 

 

 

EDMILSON ANTÔNIO SARNI 

 

 

Dissertação apresentada à Faculdade de Engenharia 
da UNESP - Campus de Bauru, para Obtenção do 
título de Mestre em Engenharia Mecânica. 

 

 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 

BAURU – SP 
JULHO – 2011 

 



 

 

UTILIZAÇÃO DA MÍNIMA QUANTIDADE DE LUBRIFICANTE (MQL) COM ÁGUA 
NO PROCESSO DE RETIFICAÇÃO CILÍNDRICA EXTERNA DE MERGULHO DE 

CERÂMICAS COM REBOLO DIAMANTADO 

 

 

EDMILSON ANTÔNIO SARNI 

 

 

Dissertação apresentada à Faculdade de Engenharia 
da UNESP - Campus de Bauru, para Obtenção do 
título de Mestre em Engenharia Mecânica. 

 

 

Orientador: Prof. Dr. Eduardo Carlos Bianchi 

Co-orientador: Prof. Dr. Anselmo Eduardo Diniz 

 

Área de concentração: Processos de Fabricação 

 
 

BAURU – SP 
JULHO – 2011



 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

  
Sarni, Edmilson Antônio. 
Utilização da mínima quantidade de lubrificante (MQL) 
com água no processo de retificação cilíndrica externa 
de mergulho de cerâmicas com rebolo diamantado/ 
Edmilson Antônio Sarni, 2011. 
   122 f. 
  
   Orientador: Prof. Dr. Eduardo Carlos Bianchi 
    
   Dissertação (Mestrado)–Universidade Estadual 
Paulista. Faculdade de Engenharia, Engenharia 
Mecânica, Bauru, 2011. 
 

1. Retificação externa. 2. Rebolo diamantado. 3. 
Cerâmica. 4. Mínima quantidade de lubrificante (MQL). 
I. Universidade Estadual Paulista. Faculdade de 
Engenharia, Engenharia Mecânica. II. Título: 
Utilização da mínima quantidade de lubrificante (MQL) 
com água no processo de retificação cilíndrica externa 
de mergulho de cerâmicas com rebolo diamantado.  
 



 

 

 

 

 

 



 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

Dedico este trabalho aos meus pais.



 

 

AGRADECIMENTOS 

 Agradeço a Deus, que por sua misericórdia torna tudo possível. 

 À Nossa Senhora- “Ó Maria concebida sem pecado, rogai por nós que 

recorremos a vós”. 

 À minha querida esposa Mírian Isabel Junqueria Sarni, incondicional no 

seu amor. 

 Aos meus amados filhos: Pedro Henrique Junqueira Sarni, João Rafael 

Junqueira Sarni e Ângelo Augusto Junqueira Sarni pela paciência, 

compreensão e carinho. 

 À minha mãe Neide Mazer Sarni e ao meu pai Marcílio Sarni, exemplos 

de generosidade, fé, dignidade e zelo pela família. 

 À minha sogra, Mirandolina Thereza Mazottini Junqueira pelo apoio e 

carinho. 

 Ao Professor Dr. Eduardo Carlos Bianchi, pela amizade, motivação, 

orientação séria e segura, colaboração, compreensão e apoio para a 

conclusão deste trabalho. Serei sempre grato por ter me ajudado a 

vencer esse desafio. 

 Ao amigo Prof. Dr. Paulo Cézar Rioli Duarte de Souza, pelo incentivo, 

pelo encorajamento, pela presença nos momentos em que mais 

precisei de ajuda e pela serenidade. 

 Aos professores e funcionários da Faculdade de Engenharia de Bauru, 

especialmente Hamilton José de Mello, Prof. Dr. Yukio Kobayashi, Prof. 

Dr. Gilberto de Magalhães Bento Gonçalves, Prof. Dr. Luiz Eduardo de 

Ângelo Sanches, agradeço pelo auxílio e respeito com que sempre fui 

tratado. 

 Ao engenheiro Marcelo Ozaki da ITW Chemics Products Ltda, pela 

doação dos fluidos de corte. 

 Aos colegas Arthur Alves Fiocchi, Gill Bukvic, Rafael Coraini e Bruno 

Canton pelo incentivo, carinho e amizade. 

 Ao grupo de pesquisa de usinagem por abrasão pelo apoio e incentivo. 

 Agradeço a todos que, de forma direta ou indireta, contribuíram para a 

realização deste trabalho. 

        



 

 

A CONCRETIZAÇÃO DESTE TRABALHO FOI POSSÍVEL COM O APOIO DA: 

 

• Universidade Estadual Paulista “Júlio de Mesquita Filho”- Faculdade de 

Engenharia- Departamento de Engenharia Mecânica- Campus de Bauru- SP; 

 

• Instituto de Física da Universidade de São Paulo- Campus de São Carlos; 

 
• Fundação de Amparo à Pesquisa do Estado de São Paulo, pelo apoio 

financeiro; 

 

• CAPES- Coordenação de Aperfeiçoamento de Pessoal de Nível Superior- 

pelo apoio financeiro. 

 

 

 

 

 
 

 

 

 

 

 

 

 

 

 
 
 
 



 

 

RESUMO 
 

Na indústria metal-mecânica um dos geradores de riqueza mais 

importantes da atualidade, o uso do fluido de corte, por exemplo, indispensável nas 

operações de usinagem e um poluente em potencial, tem sido constantemente 

estudado para que seja substituído, utilizado na mínima quantidade possível ou 

mesmo abolido do processo, visando diminuir ou zerar o impacto ambiental, sem 

afetar a qualidade e o volume de produção de tais operações. Dentre as alternativas, 

destacam-se a usinagem a seco e a utilização da mínima quantidade de lubrificante 

(MQL). Este último, que é a pulverização de uma quantidade mínima (10 a 100 ml/h) 

de óleo integral em um fluxo de ar comprimido, também pode ser utilizado, em 

alguns casos, com o lubrificante misturado em água (MQL/Água) e pulverizado na 

mesma quantidade (10 a 100 ml/h) no fluxo de ar comprimido, diminuindo ainda 

mais o volume de óleo aplicado. Este estudo tem por objetivo analisar o 

comportamento da técnica de mínima quantidade de lubrificante (MQL) com três 

proporções de água/óleo (1:1; 1:3 e 1:5) no processo de retificação cilíndrica externa 

de mergulho, em cerâmicas, com rebolo diamantado e compará-lo ao 

comportamento das técnicas da MQL tradicional e lubri-refrigeração convencional. O 

estudo foi feito através da análise e avaliação das variáveis de saída do processo de 

retificação externa de mergulho: rugosidade, desvio de circularidade, desgaste 

diametral do rebolo e microscopia eletrônica de varredura (MEV). Diante da análise 

dos resultados alcançados pode-se afirmar que, no geral, para os valores obtidos 

das variáveis de saída, nas condições citadas, os de MQL/Água são satisfatórios em 

relação às demais condições ensaiadas. A média dos valores de rugosidade do 

MQL/Água (1:1) foi cerca de 35% maior que a convencional e 20% menor que a 

MQL Tradicional. A capacidade de limpeza da superfície do rebolo pelos fluidos 

influencia tanto no desvio de circularidade da peça quanto desgaste diametral do 

rebolo, enquanto a capacidade de lubrificação do fluido também influencia no desvio 

de circularidade e no desgaste diametral do rebolo.  

 

Palavras-chave: Retificação externa, rebolo diamantado, cerâmica, 

mínima quantidade de lubrificante (MQL). 

 
 



 

 

ABSTRACT  
 

In the metalworking industry, one of the most important generators of 

wealth today, the use of cutting fluid, for example, essential in machining operations 

and a potential pollutant, has been constantly studied to be replaced, used in 

minimum amount possible or even abolished from the process, aiming to reduce the 

environmental impact or zero it, without affecting the quality and production volume 

of such transactions. Among the alternatives, we highlight the use of dry machining 

and minimum quantity of lubricant (MQL). The latter, which is the spraying of a 

minimum amount (10 to 100 ml / h) full of oil in a stream of compressed air, can also 

be used in some cases, the lubricant mixed with water (MQL / Water) and sprayed in 

the same amount (10 to 100 ml / h) in the flow of compressed air, further reducing 

the volume of oil applied. This study aims to analyze the behavior of the technique of 

minimal amount of lubricant (MQL) with three ratios of oil / water (1:1, 1:3 and 1:5) in 

the process of cylindrical grinding diving in ceramics, with diamond wheel and 

compare it to the behavior of the techniques of traditional and MQL conventional 

lubrication and cooling. The study was done by examining and evaluating the output 

variables of the grinding process outside of diving: roughness, roundness deviation, 

diametral wear of the grinding wheel and scanning electron microscopy (SEM). 

Before the analysis of results, can be stated that, in general, for values of output 

variables, in the mentioned conditions, the MQL / Water are satisfactory in relation to 

the other conditions tested. The average roughness values of the MQL / water (1:1) 

was about 35% higher than the conventional and 20% less than the Traditional MQL. 

The ability to clean the surface of the grinding wheel by fluid influences in the 

deviation of circularity and in the Part diametral wear of the wheel, while the lubricity 

of the fluid also influences the deviation of roundness and diametral wear of the 

grinding wheel. 

 

Keywords: External grinding, Diamond grinding wheels, Ceramic, 
Minimum Quantity of Lubricant (MQL). 

 



i 
 

 

SUMÁRIO 

 
Índice de Figuras ___________________________________________________ iv 

Lista de Tabelas ____________________________________________________ vi 

Lista de Equações __________________________________________________ vii 

Lista de Abreviaturas e Símbolos _______________________________________ viii 

 

1. INTRODUÇÃO ____________________________________________________ 1 

 

2. OBJETIVO _______________________________________________________ 3 

 

3. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA __________________________________________ 4 

3.1. Cerâmica Avançadas _____________________________________________ 4 

3.1.1. Dureza dos Materiais Cerâmicos ___________________________________ 6 

3.1.2. Fratura em Materiais Cerâmicos  ___________________________________ 8 

3.1.3. Resistência ao Desgaste ________________________________________ 10 

3.2. Mecanismo de Remoção de Material ________________________________ 11 

3.2.1. Mecanismo de Remoção do Modo Dúctil ____________________________ 13 

3.2.2. Transição Entre Modo Frágil e Dúctil _______________________________ 14 

3.2.3. Mecanismo de Remoção do Modo Frágil ____________________________ 17 

3.3. O Processo de Retificação ________________________________________ 19 

3.3.1. Principais Variáveis e Parâmetros Envolvidos no Processo de Retificação __ 23 

3.3.1.1. Profundidade de Corte (a) ______________________________________ 23 

3.3.1.2. Diâmetro Equivalente (De) _____________________________________ 24 

3.3.1.3. Comprimento de Contato (lc) __________________________________  25 

3.3.1.4. Velocidade de Corte (Vs) ______________________________________ 26 

3.3.1.5. Comportamento da Velocidade da Peça (Vw) ______________________  26 

3.3.1.6. Taxa de Remoção e Espessura _________________________________ 27 

3.3.1.7. Força tangencial de corte e energia específica de retificação ___________ 29 

3.4. Rebolos _______________________________________________________ 32 

3.4.1. Características dos Rebolos ______________________________________ 32 

3.4.1.1. Material Abrasivo _____________________________________________ 32 

3.4.1.2. Tamanho do Grão Abrasivo ____________________________________ 36 



ii 
 

 

3.4.1.3. Dureza do Rebolo ____________________________________________ 36 

3.4.1.4. Estrutura do Rebolo___________________________________________ 37 

3.4.1.5. Material Aglomerante _________________________________________ 37 

3.4.2. Desgaste do Rebolo ____________________________________________ 38 

3.4.2.1. Quantificação do Desgaste _____________________________________ 39 

3.4.2.2. Mecanismo de Desgaste _______________________________________ 39 

3.4.2.3. Análise do Desgaste __________________________________________ 41 

3.4.3. Dressagem e Topografia dos Rebolos ______________________________ 43 

3.4.4. Vida dos Rebolos ______________________________________________ 44 

3.5. Fluidos de Corte ________________________________________________ 45 

3.5.1. Utilização do Fluído de Corte _____________________________________ 46 

3.5.2. Classificação dos Fluídos de Corte ________________________________ 48 

3.5.2.1. Fluidos Integrais ou Óleos Puros Isentos de Água ___________________ 48 

3.5.2.2. Fluídos de Corte Solúvel em Água _______________________________ 49 

3.5.3. Seleção do Fluído de Corte ______________________________________ 50 

3.5.4. Aplicação do Fluido de Corte _____________________________________ 51 

3.5.5. A lubri-refrigeração Convencional _________________________________ 52 

3.5.6. Mínima Quantidade de Lubrificação ________________________________ 52 

3.5.7. A Mínima Quantidade de Lubrificação (MQL) com água ________________ 56 

3.5.8. Problemas Relacionados com a Mínima Quantidade de Lubrificação ______ 59 

3.6. Variáveis de Saída no Processo de Retificação ________________________ 60 

3.6.1. Rugosidade __________________________________________________ 60 

3.6.2. Circularidade _________________________________________________ 61 

3.6.3. Análise da Microestrutura – Microscopia Eletrônica de Varredura (MEV)  ___ 62 

 

4. MATERIAIS E MÉTODOS __________________________________________ 63 

4.1. Equipamentos e Materiais de Consumo Utilizados ______________________ 63 

4.1.1. Retificadora Cilíndrica Externa ____________________________________ 63 

4.1.2. Corpo de Prova _______________________________________________ 64 

4.1.3. Mandril ______________________________________________________ 64 

4.1.4. Rebolo Utilizado _______________________________________________ 65 

4.1.5. Dressador ____________________________________________________ 66 

4.1.6.  Sistema de Refrigeração Convencional ____________________________ 67 

4.1.7. Medição da Concentração _______________________________________ 67 



iii 
 

 

4.1.8. Medição de pH ________________________________________________ 67 

4.1.9. Sistema de Lubri-refrigeração por MQL e MQL/Água __________________ 67 

4.1.10. Sistema de Limpeza, com ar Comprimido __________________________ 70 

4.1.11. Limpeza das Peças ___________________________________________ 71 

4.2. Caracterização dos Parâmetros de Saída _____________________________ 71 

4.2.1. Aquisição de Dados ____________________________________________ 71 

4.2.2. Rugosidade __________________________________________________ 72 

4.2.3. Circularidade _________________________________________________ 73 

4.2.4. Desgaste Diametral do Rebolo ____________________________________ 74 

4.2.5. Preparação das Amostras para Análise com Microscopia Eletrônica de 

Varredura _________________________________________________________ 77 

4.2.6. Microscopía Eletrônica de Varredura (MEV) _________________________ 77 

4.3. Ensaios _______________________________________________________ 78 

4.4. Procedimento Experimental _______________________________________ 79 

 

5. RESULTADOS E DISCUSSÃO ______________________________________ 82 

5.1. pH do Fluido de Corte ____________________________________________ 82 

5.2. Rugosidade ____________________________________________________ 83 

5.3. Desvio de Circularidade __________________________________________ 85 

5.4. Desgaste Diametral do Rebolo _____________________________________ 86 

5.5. Microscopia Eletrônica de Varredura (MEV) ___________________________ 87 

 

6. CONCLUSÕES __________________________________________________ 94 

 

7. PROPOSTAS PARA TRABALHOS FUTUROS __________________________ 95 

 

8. ANEXOS _______________________________________________________ 96 

 

9. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ___________________________________ 98 

 

 
 
 
 



iv 
 

 

ÍNDICE DE FIGURAS 
 
Figura 3.1 – Penetradores para medição de microdureza _____________________ 7 

Figura 3.2 – Desenho esquemático do  modelo de Griffith ____________________ 9 

Figura 3.3 – Desgaste abrasivo causado por partículas presas ou soltas ________ 10 

Figura 3.4 – Zona plástica e formação das trincas médias/radiais e laterais devido ao 

riscamento por um grão abrasivo _______________________________________ 11 

Figura 3.5 – Estágios de formação das trincas através da indentação __________ 12 

Figura 3.6 – Variação da dureza em função do pH e do potencial Zeta do fluido de 

Corte ____________________________________________________________ 17 

Figura 3.7– Foto mostrando a camada onde ocorre a pulverização ____________ 19 

Figura 3.8. Operação de retificação cilíndrica externa de mergulho ____________ 21 

Figura 3.9. Representação do ciclo de uma retificação cilíndrica de mergulho ____ 22 

Figura 3.10. Quatro exemplos de diâmetro equivalente ______________________ 25 

Figura 3.11. Qualitativo - Força Tangencial de Corte vs Tempo de Contato ______ 27 

Figura 3.12 - Modelo de formação do cavaco na retificação em cerâmicas _______ 31 

Figura 3.13 - Comparação da dureza de alguns abrasivos ___________________ 33 

Figura 3.14. Mecanismos de desgaste do rebolo ___________________________ 40 

Figura 3.15. Classificação dos fluidos solúveis em água _____________________ 49 

Figura 3.16. Fotomicrografia de gotículas de água envoltas por óleo (a) e do 

lubrificante deixado na superfície após a evaporação da água ________________ 57 

Figura 3.17. Conceito das gotículas de água em óleo _______________________ 58 

Figura 3.18 . Rugosidade das superfícies e dimensões da rebarba no processo de 

fresamento utilizando diferentes tipos de fluidos ___________________________ 59 

Figura 4.1 - Retificadora cilíndrica universal CNC __________________________ 63 

Figura 4.2. Corpo de prova ___________________________________________ 64 

Figura 4.3. Mandril para a fixação do corpo de prova e seus componentes ______ 65 

Figura 4.4. Rebolo diamantado ________________________________________ 66 

Figura 4.5. Dressador conglomerado ____________________________________ 66 

Figura 4.6 Conjunto completo para aplicação de MQL ______________________ 69 

Figura 4.7 - Partes funcionais do bocal usado na limpeza do rebolo ____________ 71 

Figura 4.8. Operação de medição de rugosidade __________________________ 73 

Figura 4.9. Detalhe do medidor de circularidade ___________________________ 74 

Figura 4.10. Formação de degraus na superfície abrasiva ___________________ 75 



v 
 

 

Figura 4.11. Processo de impressão do perfil da superfície do rebolo ___________ 76 

Figura 4.12. Preparação da amostra para microscopia(MEV) _________________ 77 

Figura 4.13. Representação dos ensaios realizados ________________________ 79 

Figura 4.14. Operação de dressagem do rebolo ___________________________ 81 

Figura 5.1. Valores de Rugosidade _____________________________________ 83 

Figura 5.2. Valores de Circularidade ____________________________________ 85 

Figura 5.3. Valores do Desgaste Diametral do Rebolo ______________________ 86 

Figura 5.4. Microscopia para os ensaios com o método de lubri-refrigeração 

convencional ______________________________________________________ 88 

Figura 5.5. Microscopia para os ensaios com o método de lubri-refrigeração da 

técnica do MQL Tradicional ___________________________________________ 90 

Figura 5.6. Microscopia para os ensaios com o método de lubri-refrigeração da 

técnica do MQL com água (1:1) _______________________________________  92 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 



vi 
 

 

LISTA DE TABELAS 
 
Tabela 3.1. Características físicas e mecânicas de algumas cerâmicas avançadas _ 5 

Tabela 3.2. Características dos Fluídos para Retificação ____________________ 48 

Tabela 5.1. pH dos Fluidos de Corte ____________________________________ 82 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 



vii 
 

 

LISTA DE EQUAÇÕES 
 
Equação 3.1. Índice de fragilidade _______________________________________ 7 

Equação 3.2. Equação de Griffith ________________________________________ 8 

Equação 3.3. Equação da tenacidade à fratura _____________________________ 9 

Equação 3.4. Relação empírica entre a resistência ao desgaste e as propriedades 

mecânicas ________________________________________________________ 10 

Equação 3.5. Energia de deformação plástica _____________________________ 14 

Equação 3.6. Energia necessária para fratura _____________________________ 15 

Equação 3.7. Razão entre energia de remoção e deformação do material _______ 15 

Equação 3.8. Espessura máxima do cavaco ______________________________ 16 

Equação 3.9. Trincas laterais __________________________________________ 17 

Equação 3.10. Força crítica para ativação do processo de remoção por trinca lateral 

 _________________________________________________________________ 18 

Equação 3.11. Força crítica para ativação do processo de remoção por trinca lateral 

 _________________________________________________________________ 18 

Equação 3.12. Diâmetro equivalente ____________________________________ 24 

Equação 3.13. Comprimento de contato _________________________________ 26 

Equação 3.14. Taxa de remoção de material ______________________________ 28 

Equação 3.15. Taxa específica de remoção de material _____________________ 28 

Equação 3.16. Espessura equivalente de corte para o processo de retificação 

cilíndrica externa ___________________________________________________ 28 

Equação 3.17. Espessura teórica máxima do cavaco _______________________ 28 

Equação 3.18. Força tangencial de corte em um grão abrasivo _______________ 29 

Equação 3.19. Energia específica ______________________________________ 30 

Equação 3.20. Desempenho de um rebolo _______________________________ 41 

Equação 3.21. Desgaste radial do rebolo ________________________________ 42 

Equação 3.22. Peso total do abrasivo desalojado __________________________ 42 

Equação 3.23. Tempo entre as afiações _________________________________ 44 

 

 

 

 

 



viii 
 

 

LISTA DE ABREVIATURAS E SÍMBOLOS 

 

a – profundidade de corte                                                                                           (-) 

ABNT – Associação Brasileira de Normas Técnicas                                                  (-) 

ad - profundidade de dressagem                                                                             (μm) 

Al2O3 - óxido de alumínio                                                                                            (-) 

ANSI – American National Standards Institute                                                           (-) 

b - largura média no topo dos grãos abrasivos                                                     ( mm)  

c - comprimento da trinca crítica                                                                             (μm)  

CaO – óxido de cálcio                                                                                                 (-) 

CBN – nitreto cúbico de boro                                                                                      (-) 

CNC -  comando numérico computadorizado                                                             (-) 

CVD -  chemical vapor deposition                                                                               (-) 

dc – espessura máxima do cavaco                                                                         (μm) 

De – diâmetro equivalente                                                                                      (mm) 

DS – diâmetro do rebolo                                                                                         (mm) 

Dw – diâmetro da peça                                                                                           (mm) 

E – módulo de elasticidade ou módulo de Young                                                (GPa) 

Ex -  ensaios realizados                                                                                              (-) 

Fn – força normal de corte                                                                                         (N) 

Ft – força tangencial de corte                                                                                    (N) 

G – relação entre volume de material removido e volume de rebolo gasto                (-) 

H – dureza do material                                                                                          (GPa) 

heq – espessura equivalente de corte                                                                     (μm) 

HV – dureza Vickers                                                                                             (GPa) 

Ic – comprimento de contato                                                                                  (mm) 

IFSC – Instituto de Física de São Carlos                                                                    (-) 

ISO - International Organization for Standardization                                                  (-) 

Kic – tenacidade à fratura                                                                              (MPa.m1/2) 

Ks – pressão especifica de corte                                                                                 (-) 

Kn – tensão de escoamento do material                                                              (N/m2) 

L – espaçamento entre grãos abrasivos                                                                 (μm)  

MEV -  microscópio eletrônico de varredura                                                               (-) 

MgO – óxido de magnésio                                                                                          (-)        



ix 
 

 

MQL – mínima quantidade de lubrificante                                                                  (-) 

MQR – mínima quantidade de refrigeração                                                                (-) 

N – número de encontros dos grãos abrasivos ativos com a peça                            (-) 

P – força normal aplicada aos grãos abrasivos                                                         (N)  

pb – probabilidade  do grão ser desalojado devido à fratura do aglomerante            (-) 

Qw – taxa de remoção de material                                                                     (mm3/s)  

Q’w – taxa especifica de remoção de material                                                   (mm2/s) 

R – fator de resistência ao desgaste                                                                          (-) 

SiC – carbeto de silício                                                                                               (-) 

SiO2 – óxido de silício                                                                                                 (-) 

t – tempo de retificação                                                                                              (s)  

ts – tempo de centelhamento                                                                                       (s) 

USP – Universidade de São Paulo                                                                             (-) 

V – volume de material removido por unidade de distância de deslizamento  (mm3/m) 

Vf – velocidade de mergulho ou avanço                                                                (m/s)  

Vs – velocidade tangencial do rebolo                                                                     (m/s) 

Vw – velocidade tangencial da peça                                                                       (m/s) 

W – peso médio de cada grão                                                                                   (g) 

ZrO2 – óxido de zircônia                                                                                              (-) 

Zs – volume de rebolo gasto                                                                                 (mm3) 

Zw – volume de material removido                                                                        (mm3) 

ξ – constante adimensional                                                                                         (-) 

δ - desgaste radial do rebolo                                                                                  (mm) 

σ - tensão de ruptura                                                                                            (Mpa) 

y - constante que relaciona o tamanho da falha com o tamanho da amostra            (-) 

γi - energia superficial por unidade de área para iniciar a fratura                         (J/m2) 

α = constante independente do material                                                                     (-)  

 

 

 

 



1 
 

 

1. INTRODUÇÃO 
 

O meio ambiente e a saúde dos seres que nele vivem tornou-se um 

dos assuntos mais importantes da presente conjuntura, pois a poluição e os 

resíduos industriais que ameaçam a sobrevivência, desta e das gerações futuras, 

despertam cada vez mais a atenção e a apreensão das autoridades públicas, da 

comunidade científica e de inúmeras organizações internacionais. Assim sendo, 

indústrias, universidades e centros de pesquisas são influenciados a buscar 

métodos alternativos que equilibrem o conjunto: meio ambiente - seres vivos - 

geração de riquezas. 

No meio industrial, um dos causadores de tal desequilíbrio é o fluido 

de corte utilizado nas operações de usinagem, já que é um poluente bastante 

agressivo quando utilizado e descartado sem as devidas precauções e 

responsabilidade. 

O fluido lubri-refrigerante é imprescindível em tais operações e é por 

isso que se estudam novas variantes de sua utilização na retificação de materiais 

como a cerâmica, visando minimizar problemas ecológicos, fisiológicos e 

econômicos sem alterar os resultados finais do processo. A técnica de mínima 

quantidade de lubrificação (MQL) e uma nova variação dela (MQL/Água) se 

apresenta então como alternativas. 

Segundo Mamalis et al. (2002), o número de peças feitas com 

material cerâmico tem crescido gradualmente no campo da Engenharia Mecânica 

nos últimos tempos. 

A seqüência do processo de fabricação de peças de cerâmica 

estrutural consiste normalmente na síntese do pó, conformação, sinterização e 

quando as aplicações na área de engenharia necessitar de tolerâncias 

dimensionais precisas ou geometria complexa, a retificação torna-se 

imprescindível. O sucesso da cerâmica estrutural na maioria das aplicações 

depende não somente das propriedades do material e do projeto da peça, mas 

também da qualidade do produto usinado, em termos de acabamento superficial, 

tensões residuais e defeitos. 

Jahanmir et al. (1999) e Chand & Guo (2000) citam que a retificação, 

que é o processo mais utilizado industrialmente na usinagem de cerâmica, pode 

representar até 90% do custo total do componente cerâmico 



2 
 

 

Atualmente a indústria utiliza-se do método de lubri – refrigeração 

convencional (elevada vazão e baixa pressão) para a retificação de cerâmica, pois 

é o que satisfaz melhor o quesito resultado final do processo, embora ruim nos 

demais (ecológicos, fisiológicos e econômicos).  

A retificação a seco, poderia em princípio ser pensada como 

alternativa para acabar de vez com esses problemas, pois eliminaria totalmente o 

fluido de corte, mas a geração de pó durante a operação e as alterações drásticas 

nos resultados finais do processo, pela ausência das funções primárias de lubri-

refrigeração (lubrificação: reduzir o atrito entre a peça e a ferramenta, refrigeração: 

remover calor gerado pelo atrito, remover os cavacos da interface peça-ferramenta 

e proteger o conjunto contra a corrosão) inviabilizam essa condição de retificação 

de cerâmicas. A retificação a seco de cerâmicas raramente é citada na literatura.  

Estudos já realizados procuraram viabilizar alternativas menos 

radicais para a retificação de cerâmicas.  Uma delas é a lubri-refrigeração 

otimizada, onde o fluido de corte é acelerado à velocidade igual ou superior à 

velocidade periférica do rebolo, penetrando assim de maneira mais eficaz na região 

de corte, outra, de acordo com Marinesco et al. (2004) apud Malkin (2008),  é a 

técnica da Mínima Quantidade de Lubrificante (MQL), que é usualmente a 

pulverização de uma quantidade mínima de óleo integral em um fluxo de ar e 

posteriormente impelido à alta velocidade na região do corte. Esta ultima técnica 

pode, em alguns casos, ser utilizada com o lubrificante diluído em água (uma nova 

variante), diminuindo ainda mais o volume de óleo aplicado.  

Conforme Shen (2008), o uso da técnica de MQL em retificação ainda 

é uma área de pesquisa relativamente nova, e que os resultados destes estudos 

mostraram que com uma seleção adequada do sistema de MQL e dos parâmetros 

de corte é possível obter um desempenho semelhante ao da lubri-refrigeração 

convencional por inundação, em termos de lubrificação, vida útil da ferramenta e 

acabamento superficial. 

Tawakoli et al. (2010) mostraram em seus experimentos que quando 

se utiliza como condição de lubri-refrigeração a Mínima Quantidade de Lubrificante 

(MQL), a taxa de fluxo de óleo, a pressão do ar, a posição angular e a distância do 

bocal aplicador em relação à zona de contato peça-rebolo, são importantes 

parâmetros que influenciam no desempenho da operação de retificação. 

 



3 
 

 

2. OBJETIVO 
 
                      O objetivo deste estudo foi avaliar e comparar o comportamento da 

técnica de mínima quantidade de lubrificante (MQL) contendo uma mistura de óleo 

e água obedecendo às proporções de 1:1; 1:3 e 1:5, com o comportamento das 

técnicas da MQL tradicional e lubri-refrigeração convencional, no processo de 

retificação cilíndrica externa de mergulho em cerâmicas, com rebolo diamantado. A 

análise comparativa entre as três técnicas será através dos resultados obtidos para 

as variáveis de saída do processo de retificação cilíndrica externa de mergulho: 

rugosidade, desvio de circularidade, desgaste diametral do rebolo e microscopia 

eletrônica de varredura (MEV). 

   
 

 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 



4 
 

 

3. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA 
 

A revisão bibliográfica a ser apresentada é relativa aos principais 

temas envolvidos na elaboração deste trabalho, ou seja, as cerâmicas avançadas; 

o processo de retificação; os rebolos diamantados; os fluidos de corte e sua 

aplicação; a técnica de mínima quantidade de lubrificante (MQL) e as variáveis de 

saída do processo de retificação. 

 
3.1. Cerâmicas Avançadas 

 
Os materiais cerâmicos normalmente apresentam deformação 

plástica pouco apreciável e reduzida resistência ao impacto, ou seja, baixa 

tenacidade. A baixa deformabilidade do seu retículo cristalino resulta em elevada 

rigidez e dureza. Em comparação com os metais, a energia de ativação é tão alta 

que o limite de resistência à fratura é atingido antes do movimento de 

discordâncias (Marinescu et al., 1998). 

Ainda de acordo com Marinescu et al. (1998), como a estrutura 

cristalina da cerâmica é menos simétrica que a estrutura dos metais, mesmo o 

aumento de temperatura, próximo ao ponto de fusão, não resulta na ativação de 

mais do que dois ou três sistemas de deslizamento de discordâncias. Assim, a 

baixa deformação plástica e a elevada dureza persistem mesmo em altas 

temperaturas, ao contrário dos metais. 

Conforme Tönshoff et al. (1999), as cerâmicas estruturais têm de 

suportar cargas externas e ser montadas num conjunto mecanicamente ativo, 

consistindo geralmente de uma combinação de materiais. Para esta classe de 

cerâmicas, as propriedades mais relevantes são: alta dureza; alto módulo de 

elasticidade; alta resistência mecânica e alta resistência ao desgaste.  

Segundo Mamalis et. al (2002), um fato em comum desses materiais, 

é que sua última camada de elétrons está incompleta. Dessa forma, por causa da 

ausência de elétrons livres, as cerâmicas são pouco reativas e são isolantes 

elétricos.  

Ramesh et al. (2001), disseram que a cerâmica em geral é frágil e não 

pode suportar as grandes tensões internas induzidas por expansões térmicas.  



5 
 

 

As cerâmicas são divididas geralmente em dois grupos principais: as 

óxidas e as não-óxidas. 

As ligações atômicas e as estruturas cristalinas desses materiais 

governam suas propriedades. A estrutura cristalina das cerâmicas é uma das mais 

complexas dentre todos os materiais, pois contém vários elementos de diferentes 

tamanhos. A ligação entre seus átomos é geralmente covalente (elétrons 

compartilhados, caracterizando, portanto, ligação forte e direcional) e iônica 

(ligação primária entre íons de carga oposta, o que caracteriza ligação forte 

também). Esses tipos de ligações são muito mais fortes do que ligações metálicas. 

Consequentemente, a dureza e a resistência térmica e elétrica das cerâmicas 

podem ser significativamente maiores que os de metais (Inasaki,1998). A relação 

entre ligações covalentes e ligações iônicas varia na proporção de 4:6 (Al2O3 e 

cerâmicas óxidas) a 9:1 (SiC e cerâmicas não-óxidas). As diferenças no tipo de 

ligação atômica são responsáveis pelas variações de dureza e do módulo de 

Young dos materiais cerâmicos.  

As cerâmicas com ligações covalentes são geralmente de alta dureza, 

rígidas e tem uma alta temperatura de fusão. 

Uma visão mais geral das cerâmicas oxidas e não oxidas com suas 

características físicas e mecânicas é apresentada na Tabela 3.1: 

 

Tabela 3.1. Características físicas e mecânicas de algumas cerâmicas 
avançadas (Mamalis et al., 2002). 

 
PQ: Si3 N4 obtido por prensagem a quente 
SR: Si3 N4 obtido por sinterização reativa 

 

Densidad
e 

(g/cm³) 

Dureza 
Vickers, 
HV 
(MPa) 

Módulo de 
Elasticidad
e E 
(GPa) 

Tenacidade à  

Fratura, Kic 

 (MPa ) 

Resistência à 
Flexão 
(MPa) 

Condutividad
e 
Térmica 
(W/m-K) 

Rigidez 
(N/mm) 

Al2O3 3,8... 4,2 161,8 344 4 304 25 360 

ZrO2 5,9 127,5 206 5 980 28 420 

SiC 3,1... 3,2 245,2 392 3,6 490 59 700 

B4C 2,5 255 300 7,5 700 29 400 

Si3 N4 PQ  3,2 147,1 294 6 588 30 690 

Si3 N4 SR 2,5 166,7 345 6 750 17 215 

C45 7,8 - 210 120  50 600 



6 
 

 

De acordo com Mamalis et al. (2002)  analisando-se a tabela 3.1, 

nota-se que as densidades das cerâmicas são menores que as dos aços, devido às 

distâncias interatômicas serem grandes, e a densidade dos elétrons  pequena. 

Ligações covalentes possuem uma grande energia de ligação, (1,1x10−17 J/átomo), 

que é quase 1000 vezes maior que a energia das ligações metálicas, (1,5x10−20 

J/átomo). Em tais estruturas, a densidade de discordâncias é pequena e sua 

mobilidade prejudicada, aumentando assim, os valores de dureza (HV) e rigidez. A 

rigidez é também indicada pelo valor do módulo de elasticidade ou de Young (E), 

mas é mais perceptível quando se compara o quociente E / HV das cerâmicas com 

o dos aços. No caso de um material altamente dúctil (aço), o valor E / HV é alto, 

cerca de 250, enquanto que num material altamente frágil (cerâmica) é por volta de 

20. A resistência à fratura Kic, ou a resistência à flexão, são fatores também 

associados diretamente à rigidez e fragilidade. 

Segundo Ramesh et al. (2001), a cerâmica em geral é frágil e não 

pode suportar as grandes tensões internas induzidas por expansões térmicas não 

uniformes. 

Segundo Mamalis et al. (2002), o número de peças feitas com 

material cerâmico tem crescido gradualmente no campo da Engenharia Mecânica 

nos últimos tempos. A cerâmica usada em peças mecânicas é denominada 

“cerâmica avançada”, e é diferente da tradicional e conhecida cerâmica. Ela tem 

vantagens em relação a outros materiais devido a três características principais: 

elevada dureza; grande resistência ao desgaste e capacidade de operação em 

altas temperaturas (2000ºC). Um exemplo de utilização é constatado em motores e 

turbinas a gás, que contêm peças com as peculiaridades acima citadas. 

 

3.1.1. Dureza dos materiais cerâmicos 
 

A dureza pode ser definida como a resistência de um material à 

penetração por uma ponta (Askeland & Phulé, 2003).  Do ponto de vista físico, a 

dureza está relacionada com a estrutura cristalina do material e assim pode ser 

derivada somente das forças interatômicas. Contudo, na prática, a dureza é uma 

propriedade que depende de características microestruturais como porosidade, 



7 
 

 

tamanho de grão, contornos de grãos, movimentação de discordâncias e de outras 

propriedades relacionadas à temperatura (Rice, 2000). 

Os testes mais comuns para medidas de dureza em cerâmicas são os 

testes de microdureza Knoop e Vickers. Estas técnicas são diferenciadas pelo 

tamanho e geometria do penetrador e consistem na medida da resistência à 

deformação plástica permanente, causada pela indentação. É obtida pela razão 

entre a carga aplicada e a área de superfície projetada da endentação criada em 

conseqüência do teste (Wobker et al. (1998). Na figura 3.1 são apresentadas duas 

geometrias de penetradores, utilizados na determinação da microdureza Vickers e 

Knoop. 

 

Figura 3.1. Penetradores para medição de microdureza (Khenaifes, 2006). 
 

Blaedel et al. (1999) citam que o procedimento de impressão por 

deformação plástica do penetrador no material (“indentation”) permite quantificar a 

fragilidade das cerâmicas e que pode ser expressa através da razão (índice de 

fragilidade) entre a dureza e a tenacidade à fratura da cerâmica. A tenacidade à 

fratura mede resistência de um material à fratura, na presença de uma falha 

(Askeland, 2003). Assim, o índice de fragilidade é expresso por: 

                                                      (3.1)  

Onde:  = dureza do material;  = tenacidade à fratura do material. 



8 
 

 

3.1.2. Fratura em materiais cerâmicos 
 

Segundo Zanotto & Migliore Jr. (1991), é possível encontrar grandes 

variações de resistência mecânica entre peças de um mesmo lote, podendo ocorrer 

que a resistência máxima seja o dobro da mínima. Esta discrepância e a grande 

variabilidade de valores de resistência mecânica são causadas pela fratura frágil e 

explicadas pela teoria de Griffith.  

A teoria de Griffith considera que um corpo frágil contém pequenas 

falhas (microtrincas). Quando um esforço de tensão externo é aplicado, as pontas 

das microtrincas atuam como concentradores de tensão, propiciando a corrosão 

sob tensão. Como o corpo não pode liberar estas tensões através de deformação 

plástica, a tensão local na região próxima à ponta da microtrinca mais severa 

(crítica) aumenta até atingir a resistência teórica, causando a ruptura do corpo. A 

equação de Griffith que descreve este processo é: 

                              (3.2)  

 
Onde: 

 = tensão de ruptura; 

 = constante adimensional que relaciona o tamanho da falha com o 

tamanho da amostra; 

 = energia superficial por unidade de área para iniciar a fratura; 

 = Módulo de elasticidade (Young); 

= comprimento da trinca crítica. 



9 
 

 

 

Figura 3.2. Desenho esquemático do modelo de Griffith (Shackelford, 1996). 
 

Na figura 3.2 é apresentado um desenho esquemático, que relaciona 

a tensão de ruptura do material cerâmico com a concentração de tensão na ponta 

da trinca crítica. A medida do trabalho de fratura está relacionada ao fator crítico de 

intensidade de tensão , também denominado tenacidade à fratura. Este fator 

descreve uma intensidade particular de tensão na ponta de uma trinca que é 

necessária para sua propagação e está relacionada com a energia de fratura 

através da relação: 

                           (3.3)  

Segundo a teoria de Griffith a resistência dos materiais cerâmicos é 

controlada principalmente por duas variáveis: 

 Energia específica de fratura ( ), que é uma propriedade do material sem 

defeitos e que depende de parâmetros microestruturais (como tamanho de 

grão); 

 Tamanho do defeito crítico (falha), que é uma característica microestrutural 

relacionada ao processamento do material. 

 



10 
 

 

3.1.3. Resistência ao desgaste 
 

Shackelford (1996) define o desgaste como a remoção de material na 

superfície como resultado de uma ação mecânica. Na figura 3.3 é ilustrado o 

mecanismo de desgaste abrasivo por partículas presas e soltas. O autor ainda 

identifica quatro principais tipos de desgaste: 

 Adesão – quando duas superfícies lisas deslizam entre elas e os 

fragmentos de uma superfície são expulsos e aderem à outra 

superfície.  

 Abrasão – ocorre quando uma superfície dura e rugosa desliza 

sobre uma superfície mole. São formados sulcos (asperidades) na 

superfície do material mole e partículas que se originaram do 

desgaste. 

 Fadiga superficial – é causada por tensões de cisalhamento 

tangenciais à superfície do material, bem como impactos 

iterativos.  

 Corrosão – ocorre com o deslizamento em ambiente corrosivo e 

agrega degradação química aos efeitos físicos do desgaste. 

 

Figura 3.3. Desgaste abrasivo causado por partículas presas ou soltas 
(Shackelford, 1996). 

 

Os materiais com elevada dureza e tenacidade são mais resistentes 

ao desgaste abrasivo. Marinescu et al. (1998) citam uma relação empírica entre a 

resistência ao desgaste e as propriedades mecânicas: 

                                      (3.4)  

Onde:  = fator de resistência ao desgaste. 



11 
 

 

3.2. Mecanismos de remoção de material 
 

Os mecanismos de remoção de material podem ser descritos através 

da interação entre o meio de retificação (grão abrasivo) e a peça a ser retificada. 

Estes experimentos, por sua vez, podem ser categorizados em dois principais 

grupos: os experimentos baseados na abordagem de mecânica de fratura aplicada 

à endentação estática e testes de riscamento com ponta única ou multiponto (grãos 

abrasivos), envolvendo até experimentos completos de retificação (Liang, 1992). 

A abordagem de mecânica de fratura no processo de indentação 

descreve a interação de um grão abrasivo como um evento, onde o abrasivo 

penetra a peça na direção normal, enquanto é arrastado na direção lateral. Malkin 

& Hwang (1996) adaptaram um modelo das trincas induzidas em função da 

penetração, conforme pode ser observado na figura 3.4. 

 

Figura 3.4. Zona plástica e formação das trincas médias/radiais e laterais devido ao 
riscamento por um grão abrasivo (Malkin & Hwang, 1996). 
 

Numa indentação, o contato do indentador com a superfície da 

cerâmica, inicialmente desenvolve uma zona plástica de pequeno diâmetro, 

conforme ilustrado na figura 3.5a. Em seguida, uma pequena trinca longitudinal 

(trinca média) inicia-se devido ao campo de tensão desenvolvido (figura 3.5b). A 

trinca se propaga à medida que a indentação prossegue e aumenta de tamanho 



12 
 

 

(figura 3.5c). Um decréscimo da carga resulta na redução do tamanho ou no 

fechamento da trinca longitudinal devido às tensões de compressão (figura 3.5d). A 

redução subseqüente da carga promove a formação de trincas transversais devido 

às tensões laterais (figura 3.5e). Após a liberação da carga, devido ao campo de 

tensão residual desenvolvido, o tamanho da trinca lateral aumenta, conduzindo à 

separação do material na forma de cavacos (figura 3.5f). 

 

Figura 3.5. Estágios de formação das trincas através da indentação (Lawn, 1993). 
 

As trincas médias que penetram na peça são responsáveis pelo dano 

à resistência mecânica da peça, pois estas apontam para o centro e um esforço 

mecânico pode provocar a propagação da trinca e consequentemente o 

rompimento da peça naquele ponto, enquanto as trincas laterais, ao se 

propagarem, são responsáveis pela remoção de material. Subhash et al. (2002) 

observam que a abordagem de indentação é útil para obter informações 

fundamentais sobre a evolução da trinca durante a retificação de materiais frágeis, 

porém falha na captura de interações e influências dos parâmetros de processo. 

Jahanmir et al. (1999) observam que quando a indentação é realizada 

com baixa carga, somente uma deformação plástica (permanente) é introduzida na 

peça. Para a maioria dos materiais frágeis, esta carga limite é relativamente baixa e 

Trinca lateral

Trinca média 



13 
 

 

não depende exclusivamente das propriedades mecânicas do material indentado, 

mas também da forma do indentador.  

Ramesh et al. (2001) consideram que o mecanismo de remoção de 

material na retificação de cerâmicas depende do tamanho e da densidade de 

defeitos tais como falhas, trincas e o tamanho do campo tensionado. Segundo os 

autores, quando a região onde é aplicada a tensão for menor que o tamanho do 

defeito, o material é removido principalmente por deformação plástica. Caso 

contrário, o modo frágil é predominante. 

 

3.2.1. Mecanismo de remoção por modo dúctil 
 

 
A remoção de material no modo dúctil ocorre na retificação com 

cargas ou profundidades de corte abaixo do limite para induzir a nucleação de 

trincas. Neste modo de retificação, o processo de remoção de material não é bem 

caracterizado e fluxo plástico ou cisalhamento parecem ser descrições mais 

adequadas (Tönshoff et al., 1999). 

A principal característica do modo dúctil é a ausência de trincas 

residuais na peça.  É consenso na literatura (Mikijel & Allor, 2003; Chand et al., 

2002) que trincas originadas durante a retificação podem degradar a resistência à 

ruptura de um componente de cerâmica estrutural. Assim, a resistência mecânica 

de componentes cerâmicos retificados no modo frágil é muito sensível tanto ao 

processo de retificação, como à direção de retificação. 

Para impedir a formação de trincas na retificação, ou seja, retificar no 

modo dúctil, duas estratégias são normalmente usadas: o controle da profundidade 

de corte e o controle da carga por grão abrasivo durante a retificação (Blaedel et 

al., 1999). Zhong (2003) menciona que a profundidade de corte crítica para a 

retificação de materiais duros e frágeis no modo dúctil varia de 50 nm a 1 μm. 

Zhong (2003) ainda observa que o modo dúctil e frágil de retificação 

pode ocorrer no mesmo material frágil e a transição entre eles pode ser controlada 

pela configuração dos parâmetros de processo (avanço e fluido de corte). Em seu 

trabalho, ele reporta um modo intermediário entre o frágil e o dúctil, que ele chama 

de retificação por microtrincamento ou retificação parcialmente dúctil. 

 



14 
 

 

3.2.2. Transição entre o modo frágil e dúctil 
 

 
A transição entre os modos de remoção de material pode ser 

compreendida baseada no conceito de escala. Conforme o tamanho ou escala 

(volume) da interação entre o grão abrasivo e a superfície da peça diminui, há um 

limite onde a fratura do material da peça é substituída pela deformação plástica. 

Para interações de pequena escala na maioria dos materiais frágeis, é mais 

favorável energeticamente deformar-se do que criar duas novas superfícies por 

fratura. A escala limite em que ocorre esta transição é uma função das 

propriedades intrínsecas que determinam a fratura e deformação plástica do 

material (Blaedel et al., 1999). 

Como os materiais cerâmicos são normalmente muito mais frágeis do 

que os metais e exibem pouca deformação plástica é esperado que os 

mecanismos de interação entre o abrasivo e a peça envolvam principalmente 

fratura frágil (Fujita et al., 2006). Shen et al. (2002) apud Zhong (2003) 

apresentaram extensamente exames microscópicos mostrando áreas fraturadas, 

consistente com o mecanismo de fratura frágil. Contudo, a análise microscópica 

(Microscopia Eletrônica de Transmissão) de cerâmicas policristalinas retificadas 

também tem revelado arranjos densos de discordâncias na superfície, evidência 

inequívoca de fluxo plástico. 

Blaedel et al. (1999) reportam que a ductilidade de materiais frágeis é 

observada em testes de indentação e na moagem de pós. O estudo de moagem de 

partículas indica que conforme o material vai ficando menor (“mais fino”), o 

mecanismo de redução de tamanho altera-se de fratura para fluxo plástico. A 

transição do modo frágil para o dúctil pode ser explicada a partir de considerações 

de energia de remoção de material.  

Segundo Fujita, et al.  (2006),  para menores profundidades de corte, 

o fluxo plástico é mais favorável energeticamente, sendo caracterizado pela tensão 

de escoamento ( ). A energia ( ) necessária para deformar plasticamente um 

volume específico de material ( ) pode ser descrita por: 

 
                               (3.5) 



15 
 

 

A propriedade de resistência à fratura pode ser descrita pelo 

parâmetro de propagação de trinca de Griffith ( ). A energia ( ) necessária para a 

fratura é uma função da área ( ) da nova superfície criada pela propagação da 

trinca. Assim: 

 

                                (3.6) 

 

Para uma determinada espessura de retificação , é razoável assumir 

que a ordem de magnitude de ambos  e  são determinadas por . Ou seja: 

 

 
A razão entre as energias de remoção de material por deformação 

plástica (dúctil) e por fratura (frágil) é então proporcionalmente expressa por: 

 

      (3.7) 

 

Consequentemente, conforme a escala de retificação diminui, o fluxo 

plástico torna-se o mecanismo de remoção de material predominante. A espessura 

( ) onde ocorre a transição é uma função intrínseca das propriedades dos 

materiais que controlam a deformação plástica e a fratura. 

Para monocristais, a deformação plástica ocorre em planos 

característicos de deslizamento, enquanto a fratura frágil ocorre em planos 

característicos de clivagem. Quando uma determinada tensão de cisalhamento 

aplicada num plano preferencial excede um valor crítico τc, antes que a clivagem 

ocorra, uma deformação plástica ocorre em um pequeno campo tensionado do 

material, com uma escala especificada que pode corresponder à penetração do 

rebolo na peça. Da mesma forma, a clivagem ocorre quando determinada tensão 

normal ao plano de clivagem ultrapassa um valor crítico σc, antecedendo a 

deformação plástica.  



16 
 

 

Marinescu et al. (1998) apud Fujita et al. (2006) dividem a escala de 

retificação baseado na densidade de defeitos do material a ser retificado em três 

regiões: 

 Na escala de mícron, discordâncias e microtrincas estão presentes no 

campo tensionado. A tensão crítica σc diminui conforme a escala de 

retificação aumenta, pois há maior presença de defeitos no campo 

tensionado. Por outro lado, a tensão crítica para a deformação plástica τc 

independe destes defeitos. Assim, o modo de remoção frágil é 

predominante. 

 Na escala intermediária entre mícron e submícron, a tensão crítica σc não 

diminui com a redução do tamanho do campo tensionado, porque as 

microtrincas raramente ocorrem dentro deste campo. Como as 

discordâncias estão presentes no campo tensionado, a tensão crítica τc não 

apresenta alteração significativa. Assim, o mecanismo de remoção de 

material tende a mudar de frágil para dúctil.  

 Na região entre submícron e nanômetro, a retificação ocorre numa superfície 

livre de defeitos, onde a deformação plástica ocorre antes da fratura. Ambos 

valores de τc e σc aumentam até o valor intrínseco de um material perfeito, 

sendo ocasionalmente afetados pela temperatura ambiente. 

Liang (1992) menciona o critério da espessura de corte crítica, que 

estabelece que se a espessura máxima do cavaco obtido na retificação é menor 

que a espessura de corte crítica que produz trincas no material, então a retificação 

ocorrerá no regime dúctil. A espessura máxima do cavaco é dada por: 

                                      (3.8)  

Alley & Devereux (2003) estudaram o efeito do pH do fluido de corte 

sobre a dureza da cerâmica e a consequente alteração na transição do modo de 

remoção. A dureza seria afetada pela movimentação de discordâncias. Os autores 

reportaram variações na caracterização após a retificação (resistência mecânica e 

rugosidade), bem como parâmetros de processo (forças de retificação) em função 

da dureza/pH. 

Na figura 3.6 é introduzido um gráfico que relaciona a dureza da 

alumina em função do pH e potencial zeta do fluido de corte. O potencial zeta 



17 
 

 

representa o potencial no ponto entre a porção difusa da dupla camada elétrica, 

que é formada espontaneamente na interface com um eletrólito (Alley & Devereux, 

2003). Ele representa o potencial eletrostático gerado pelo acúmulo de íons na 

superfície de uma partícula em contato com um eletrólito. 

 

Figura 3.6. Variação da dureza em função do pH e do potencial Zeta do fluido de 
corte (ALLEY et al., 2002). 

 

3.2.3. Mecanismo de remoção por modo frágil 
 

 
Alguns modelos foram propostos para descrever o processo frágil de 

remoção de material durante a usinagem abrasiva de cerâmica. O modelo de 

Marshall & Evans (1981) é baseado na formação e propagação de uma trinca em 

analogia ao processo de indentação. Malking & Hwang (1996) posteriormente 

detalharam esse modelo. Segundo o modelo de Marshall & Evans (1981), as 

trincas laterais são responsáveis pela remoção de material e seu tamanho está 

relacionado com a carga e as propriedades do material através da seguinte 

relação: 

               (3.9) 
 

Onde: 

 = volume de material removido por unidade de distância de 

deslizamento; 

 



18 
 

 

 = constante independente do material; 

 = força normal aplicada aos grãos abrasivos; 

Marshall & Evans (1981) apud Jahanmir et al. (1999) citam uma 

equação para descrever a força crítica para ativação do processo de remoção por 

trinca lateral: 

                    (3.10)  

Ou 

                    (3.11)  

Onde: 

 = constante adimensional;  

 = função fraca cujo produto com  equivale a 2.105 para 

indentação Vickers. 

 

A equação (3.11) indica uma forte influência do índice de fragilidade 

na carga crítica para ativação da fratura lateral. 

Em contraste com o modelo de Evans & Marshall (1981), o modelo de 

Kirchner et al. (1985) é baseado na formação e extensão de um grande número de 

microtrincas distribuídas na região tensionada. Essas trincas interagem e 

promovem a remoção de material. 

Baseado no modelo de Kirchner et al. (1985), Zhang et al. (2003) 

apresentaram a hipótese de retificação em regime de pulverização. Segundo os 

autores, a pulverização é conseqüência do microtrincamento intragranular ou 

transgranular devido ao campo de tensões de cisalhamento sobrepostas por 

tensões compressivas hidrostáticas, induzidas pelos grãos abrasivos durante a 

retificação. Os dados obtidos pelos autores sugerem que a fragilidade desempenha 

um papel significativo neste processo.  

De acordo com Zhang et al. (2003), os grãos pulverizados formam 

uma camada superficial de menos de 10μm, localizada imediatamente acima da 

região de microtrincamento, conforme apresentado na figura 3.7. A espessura 



19 
 

 

desta camada estaria correlacionada com a profundidade de corte e o tamanho do 

grão abrasivo. 

 
Figura 3.7. Foto mostrando a camada onde ocorre a pulverização 

(Zhang et al.,2003). 
 

Jahanmir et al. (1999), por sua vez, afirmam que embora os 

processos de remoção através de deformação plástica e fratura frágil possam 

ocorrer na retificação de cerâmicas policristalinas, o processo de microfratura e 

remoção em escala de grão são mais comuns. O processo de microfratura é a 

remoção através da propagação de trincas ao longo dos contornos de grãos. 

 

 3.3. O Processo de Retificação 
 

A retificação é um processo de usinagem por abrasão, no qual a 

remoção do material é realizada pela interação do abrasivo e a peça. Diferente dos 

processos onde se tem ferramentas de geometria definida, os abrasivos na 

retificação têm arestas de corte irregulares (REN et al., 2009). 

O objetivo da retificação é dar à peça a dimensão, a geometria e o 

acabamento superficial especificado, causando o mínimo de dano a ela (Toenshoff 

et al., 1999). 

De acordo com MALKIN (1989), a retificação é um dos principais 

processos de fabricação. Ressalta-se que quase todos os produtos utilizados 

atualmente foram retificados em algum estágio de sua fabricação ou mesmo foram 

fabricados por este processo. 



20 
 

 

A operação de retificação é normalmente aplicada nas fases finais do 

processo de produção e é empregada na fabricação de componentes que 

requerem tolerâncias bastante estreitas, com excelente qualidade superficial, o que 

é praticamente impossível de se obter utilizando outros processos de usinagem. 

Pelo fato de ser aplicada nas etapas finais de produção, a retificação 

tornou-se um processo de responsabilidade, no qual não se admite perdas das 

peças, pois nessa fase estas já possuem um elevado valor agregado, devido às 

inúmeras operações a que foram submetidas previamente (HASSUI & DINIZ, 

2003). 

Ainda segundo HASSUI & DINIZ (2003) a otimização do processo de 

retificação demanda um profundo conhecimento de toda a fenomenologia do 

mesmo, principalmente no que diz respeito à manipulação dos parâmetros de 

entrada e de seu desempenho refletido nas variáveis de saída. 

 A dificuldade de execução do processo é agravada ainda mais pela 

instabilidade dos parâmetros durante a execução da operação e também pelo fato 

do rebolo ser uma ferramenta de geometria indefinida, o que impossibilita o 

conhecimento do local exato de ocorrência de remoção de material. 

A respeito da remoção de material pelos grãos abrasivos, sabe-se 

que inicialmente com o avanço do rebolo cada grão penetra na peça e remove o 

material que está em sua trajetória. Todavia, esta remoção não se dá de maneira 

tão simples, pois segundo CHEN et al.(2002) a retirada de material no processo de 

retificação se dá em três estágios sendo eles: escorregamento, deformação 

plástica e por último o corte. 

Ramesh et al. (2001) consideram que o mecanismo de remoção de 

material na retificação de cerâmicas depende do tamanho e da densidade de 

defeitos tais como falhas, trincas e o tamanho do campo tensionado. Segundo os 

autores, quando a região onde é aplicada a tensão é menor que o tamanho do 

defeito, o material é removido principalmente por deformação plástica. Caso 

contrário, o modo frágil é predominante. 

No entanto, o domínio do processo não se restringe apenas aos 

parâmetros envolvidos.  

Segundo LIAO et al. (2000), o desempenho satisfatório da operação 

se concentra fundamentalmente na transferência de calor que ocorre no sistema 

peça-ferramenta, pois a quantidade de energia gerada durante a execução da 



21 
 

 

retificação é bastante elevada, e sabe-se que grande parte desta energia é 

convertida em energia térmica que se não for dissipada de maneira eficiente pode 

ocasionar danos térmicos à peça tais como tensões residuais e ainda proporcionar 

um desgaste excessivo do rebolo. 

Além disso, a retificação é um processo bastante complexo, pois 

envolve uma gama de parâmetros (velocidades de corte e de avanço, etc.) e 

variáveis (tipos de fluidos de corte; rebolos; etc.) que influenciam no mesmo. 

Portanto, para se controlar melhor a retificação é necessário analisar o maior 

número de variáveis possíveis, evitando assim perdas de peças durante o 

processo. 

Segundo Diniz et al. (2006) a nomenclatura própria para o processo 

de retificação compõe-se de: retificação cilíndrica externa entre pontas (de 

mergulho e longitudinal); retificação cilíndrica externa sem centros (centerless); 

retificação cilíndrica interna (de mergulho); retificação plana frontal e tangencial. 

Destaca-se entre as variações da operação de retificação a cilíndrica 

externa de mergulho, pois é um processo rápido e econômico. Nesse tipo 

retificação, o rebolo executa o movimento de avanço numa direção perpendicular à 

superfície a ser retificada. A largura do rebolo normalmente é superior à da peça, o 

que viabiliza a retificação de várias superfícies simultaneamente através da 

montagem de diversos rebolos ou a retificação de perfis, através da afiação do 

rebolo no perfil adequado (DINIZ et al., 2006). 

A retificação cilíndrica externa de mergulho, utilizada neste trabalho, 

está representada na Figura 3.8. 

 

 

 

 

 

 

 

Figura 3.8. Operação de retificação cilíndrica externa de mergulho  

(MALKIN 1989, modificado). 
 

Vw 

a Rebolo 
Peça 

Vs 

Fn 

ds 

Ic 
Ft 

dw 



22 
 

 

De acordo com a Figura 3.8, a operação de retificação cilíndrica 

externa de mergulho é basicamente constituída dos seguintes parâmetros: 

penetração de retificação ou profundidade de corte (a) correspondente ao final do 

ciclo de retificação; velocidade tangencial do rebolo (Vs); velocidade de mergulho 

(Vf); velocidade tangencial da peça (Vw); diâmetro da ferramenta (ds); diâmetro da 

peça (dw); comprimento de contato (lc); força tangencial de corte (Ft) e força normal 

de corte (Fn). A correlação entre eles caracteriza a operação de retificação 

cilíndrica externa de mergulho. 

Segundo SOARES & OLIVEIRA (2002), o ciclo de retificação é 

entendido como o conjunto de etapas que ocorrem em uma operação, desde a 

colocação da peça na máquina até a saída desta dentro de especificações pré-

determinadas. O ciclo de retificação é subdividido em fases e, cada uma possui um 

tempo para sua execução.  

Soares & Oliveira (2002) demonstram, na figura 3.9, o ciclo de 

retificação e as respectivas etapas. 

 

Figura 3.9. Representação do ciclo de uma retificação cilíndrica de mergulho 

(adaptado de SOARES & OLIVEIRA, 2002). 

 

Uma descrição dos intervalos de tempo indicados na figura 3.9 é feita 

a seguir: 

 T1: deslocamento do rebolo em direção à peça, sem remoção de 

material; 

 T2: início do contato entre o rebolo e a peça, proporcionando 

deformações elásticas em ambos e também na máquina. Estas 



23 
 

 

deformações são responsáveis pelo atraso entre a posição real do 

rebolo e a posição indicada pelo comando da máquina. Também 

nesta fase inicia-se a formação do cavaco. 

 T3: atinge-se a profundidade de corte estabelecida para um ciclo; 

 T4: período de centelhamento (spark out), onde não há avanço do 

rebolo, permitindo, desta forma, eliminar as deformações adquiridas 

durante o período T2. O tempo de spark out é de fundamental 

importância dentro de um ciclo de retificação, pois é neste momento 

que se atinge as tolerâncias dimensionais e geométricas com 

reduzidos valores de rugosidade superficial, característicos do 

processo de retificação; 

 T5: afastamento do rebolo, permitindo a retirada da peça usinada e 

a colocação de outra peça a ser trabalhada; 

 T6: realização de uma possível operação de dressagem, a qual é 

composta pelo movimento do rebolo até o dressador, pela dressagem 

propriamente dita e pelo retorno do rebolo até a posição de trabalho. 

A soma de todos os tempos das fases, descritas anteriormente, 

resulta no tempo total de retificação, que é um parâmetro significativamente 

importante na produção em massa. 

 

3.3.1. Principais Variáveis e Parâmetros Envolvidos no Processo de 
Retificação 
 
3.3.1.1. Profundidade de Corte (a) 
 

Segundo BIANCHI et al. (1996a), a deflexão entre o rebolo e a peça 

aumenta conforme a área de contato e, conseqüentemente, o número de grãos em 

contato com a peça aumentam. Sendo assim, a temperatura durante o processo 

também aumenta. Portanto, um aumento na profundidade de corte provoca um 

aumento no número de grãos ativos e no tempo de contato, fazendo com que cada 

grão abrasivo remova uma quantidade menor de material. 

Os cavacos resultantes são mais alongados e finos, gerando maiores 

atrito e riscamento, desde o início da sua formação até a sua expulsão. Isso faz 

com que haja um aumento da temperatura na região de corte e uma elevação da 



24 
 

 

rugosidade, do nível de emissão acústica e das forças de corte (normal e 

tangencial). 

 

3.3.1.2. Diâmetro Equivalente ( ) 

 
Parâmetro criado por KING & HAHN (1992), que estabelece que a 

diferença de curvatura entre rebolo e a peça influi no comprimento de contato. O 

diâmetro equivalente correlaciona a retificação plana e a diferença de curvatura em 

retificações internas e externas. O diâmetro equivalente é dado por: 

                                         (3.12) 

Onde : 

 = diâmetro do rebolo; 

 = diâmetro da peça. 

 

Na equação, o sinal positivo representa a operação cilíndrica externa, 

e o sinal negativo a cilíndrica interna. No caso da retificação plana, o diâmetro da 

peça ( ) tem valor infinito (MALKIN, 1989). 

Para esclarecimento do significado físico de tal parâmetro, quatro 

exemplos de diâmetros equivalentes são apresentados na figura 3.10. 

 



25 
 

 

 
Figura 3.10. Quatro exemplos de diâmetro equivalente (OLIVEIRA, 1988). 

 

De forma geral, na retificação plana, o diâmetro equivalente 

representa o grau de adaptação da superfície do rebolo com a peça. Na retificação 

cilíndrica ele representa o diâmetro que o rebolo, de uma operação plana 

tangencial, deveria ter para proporcionar a mesma geometria de corte e 

comprimento de contato. 

Portanto, o diâmetro equivalente é o parâmetro que inter relaciona as 

operações tangencial plana, cilíndrica tangencial externa e cilíndrica tangencial 

interna para qualquer diâmetro de rebolo e de peça. Deve-se observar que este 

não é utilizado quando as operações são variáveis ao longo da superfície de 

trabalho. 

 
3.3.1.3. Comprimento de contato ( ) 

 
Um dos parâmetros mais utilizados e de grande importância na 

retificação é o arco ou comprimento de contato ( ), o qual define a extensão de 



26 
 

 

contato entre o rebolo e a peça durante tal operação. MALKIN (1989) fez um 

equacionamento do comprimento de contato, desprezando as deformações e 

movimentos envolvidos no processo. Este equacionamento envolve a profundidade 

de corte ( ) e o diâmetro ( ) do rebolo, como se verifica na equação (3.13):  

                                      (3.13) 

3.3.1.4. Velocidade de Corte ( ) 

 
Segundo BIANCHI et al. (1996a), a velocidade de corte Vs exerce 

uma substancial influência sobre o comportamento das forças de corte, desgaste 

do rebolo, acabamento e queima superficial da peça, vibrações da máquina, entre 

outros. 

Quando a velocidade de corte é elevada, um mesmo grão abrasivo 

passa a remover um menor volume de cavacos, pelo aumento da sua freqüência 

de contato com a peça. 

Portanto, a espessura do cavaco removido é menor, diminuindo as 

forças de corte, rugosidade da peça e desgaste do rebolo, pela menor solicitação 

de cada grão. Em contrapartida, pelo aumento da intensidade de contato dos grãos 

com a peça, ocorre uma elevação da temperatura que pode ocasionar um dano 

térmico na peça (BIANCHI et al. 1996a). 

 

3.3.1.5. Comportamento da Velocidade da Peça ( ) 

 

Segundo BIANCHI et al. (1996b), a velocidade da peça  é 

coincidente com a da mesa da máquina retificadora. Esta velocidade está 

relacionada ao impacto que os grãos abrasivos provocam na peça. 

Quando a velocidade da peça é baixa e a penetração é grande, o 

impacto dos grãos abrasivos do rebolo sobre a peça é pequeno e os cavacos são 

alongados. O tempo de contato grão/peça e o número de grãos ativos são maiores. 

Assim, a força em um grão abrasivo é pequena e atua durante um tempo longo. Os 

grãos abrasivos tendem a permanecer mais tempo em contato com a peça, o que 

provoca um desgaste maior. 



27 
 

 

As forças de corte (normal e tangencial) tendem a aumentar com o 

tempo de retificação, pelo desgaste das arestas cortantes. Com isto, o desgaste do 

rebolo tende a ser menor, considerando-se que os grãos abrasivos permanecem 

mais tempo presos ao ligante, o que minimiza a perda de grãos. 

Quando a velocidade da peça é alta e a penetração do rebolo é 

pequena, o impacto dos grãos abrasivos do rebolo sobre a peça é grande e os 

cavacos são curtos. O tempo de contato grão/peça e o número de grãos ativos são 

menores, gerando uma força por grão abrasivo grande e por pouco tempo (figura 

3.11). Os grãos tendem a se fraturar e a se desprender da superfície de corte do 

rebolo. Neste caso, as forças totais de corte tendem a uma estabilização pela troca 

constante de grãos abrasivos. O desgaste do rebolo tende a ser maior que no caso 

anterior. 

 
Figura 3.11. Qualitativo - Força Tangencial de Corte vs Tempo de Contato 

(AGUIAR, 1997). 

 

3.3.1.6. Taxa de remoção e espessura 
 

De acordo com MALKIN (1989), durante a retificação, a taxa de 

remoção de material (Qw) é determinada pela profundidade de corte (a), pela 

velocidade relativa entre a peça e o rebolo (Vw) e pela largura de retificação (b). 

 

 

 



28 
 

 

        (3.14) 

Onde: 

  é a velocidade de avanço; 

  é o diâmetro da peça. 

 

Ainda segundo MALKIN (1989), pode-se obter a taxa específica de 

remoção de material ( ), dividindo a taxa de remoção de material ( ) pela 

largura de retificação ( ): 

               (3.15) 

Segundo OLIVEIRA (1988), a espessura da camada de material 

removida pelo rebolo numa volta completa denomina-se de espessura equivalente 

de corte , e é um parâmetro que permite quantificar uma condição de trabalho, 

sendo ainda definido como a relação entre a taxa de remoção específica do 

material  e a velocidade de corte . 

Desta forma, de acordo com GRAF (2004), a espessura equivalente 

de corte para o processo de retificação cilíndrica externa pode ser representada 

pela equação abaixo: 

                       (3.16) 

Segundo LIANG (1992) a espessura teórica máxima do cavaco  

é diretamente proporcional ao parâmetro espessura equivalente de corte, sendo 

determinada pela equação: 

                          (3.17) 

Onde: 

 = espaçamento médio entre grãos abrasivos; 

 = diâmetro do rebolo. 

 

Segundo GUO & CHAND (1998) para o propósito de se obter 

superfícies com melhor acabamento e reduzir os danos induzidos na retificação, é 



29 
 

 

interessante minimizar . Porém, isto implica em menores taxas de remoção e, 

assim, menor produtividade. 

 

3.3.1.7. Força tangencial de corte e energia específica de retificação 
 

As forças de corte durante a retificação estão diretamente associadas 

à remoção de material, desgaste do rebolo, temperatura de retificação e a 

integridade superficial dos componentes retificados. Assim, refletem o desempenho 

da operação de retificação em relação à eficiência do processo em si e da 

qualidade dos componentes retificados (LIANG, 1992). 

De acordo com MALKIN (1989) para operações de retificação 

cilíndrica externa de mergulho (Figura 3.8) o vetor resultante da força total de 

retificação exercida pela peça sobre o rebolo pode ser decomposto em uma 

componente de força tangencial ( ) e uma componente de força normal ( ). 

A força tangencial de corte em um grão abrasivo é expressa pela 

equação: 

       (3.18) 

Onde: 

 (mm) = largura média no topo dos grãos abrasivos; 

 (N/mm2) = pressão específica de corte; 

 = coeficiente de atrito entre grão e peça; 

 (N/mm2) = tensão de escoamento do material. 

 

Segundo MALKIN (1989), o processo de retificação requer uma 

quantidade significativa de energia para a remoção de material. Durante o 

processo, esta energia é transformada em calor, o qual é concentrado dentro da 

região de corte. As elevadas temperaturas podem produzir vários tipos de danos 

térmicos à peça, tais como: queima superficial, transformações microestruturais, 

aquecimento superficial possibilitando o aparecimento da têmpera superficial, re-

têmpera do material (quando da usinagem de um aço temperado), com a formação 

de martensita não revenida, gerando tensões residuais de tração indesejáveis e 

redução do limite de resistência à fadiga do componente usinado. 



30 
 

 

Além disso, a expansão térmica da peça durante a retificação 

contribui para erros dimensionais e de forma no estado final da peça. 

De acordo com MARSHALL (1952), os estudos das forças e energia 

específica de retificação (J/mm3), começaram no início dos anos 50 e mostraram 

que a energia específica envolvida era muito maior quando comparada àquela 

encontrada em outros processos de usinagem. Como em outros processos de 

corte de metais, uma tentativa foi feita visando interpretar as forças de retificação, 

em função dos mecanismos de formação do cavaco. Através de considerações 

pertinentes referentes à geometria típica dos grãos abrasivos, estimativas da 

tensão de cisalhamento foram efetuadas, devido à deformação plástica do material 

durante a formação do cavaco. 

A energia específica ( ) associada à retificação é uma variável de 

saída relacionada diretamente com a força tangencial de corte e a velocidade 

periférica da ferramenta, entretanto a mesma é afetada por outros parâmetros 

como pode ser verificado na equação.  

                                     (3.19) 

Onde: 

 é a força tangencial de corte; 

 a velocidade corte; 

 a largura de retificação;  

  a velocidade periférica da ferramenta e 

  o diâmetro da peça. 

 

MALKIN (1989) afirma que a energia específica envolvida no 

processo de retificação é muito maior do que nos outros processos de usinagem, 

principalmente quando se trabalha com baixos índices de heq. Isto ocorre pelo fato 

de que apenas uma parcela da energia é empregada no processo de remoção de 

cavaco, sendo que a grande porcentagem restante é envolvida em outros 

mecanismos, como por exemplo, no atrito existente entre as regiões planas dos 

grãos e a peça e na deformação plástica da peça antes da formação do cavaco. 

Segundo Mamalis et al (2002) a remoção de material em cerâmicas 

pode ocorrer de 2 maneiras diferentes, sendo uma pelo “processo de remoção por 



31 
 

 

modo dúctil” , onde a remoção do cavaco é feita por uma mudança elastoplástica, 

ou pelo chamado “processo de remoção frágil” em que o material removido da 

cerâmica é retirado por um processo de trinca, separação e remoção do material. 

Mamalis et al (2002) relatam que é preciso estar atento às taxas de 

avanço, pois os movimentos dos grãos abrasivos da ferramenta provocam um 

lascamento adicional, aumentando a profundidade de corte, como pode ser visto na 

Figura 3.12 , assim ocorre um aumento na taxa de avanço de corte, que depende 

diretamente da profundidade de corte. 

 

 
Figura 3.12. Modelo de formação do cavaco na retificação em cerâmicas 

(Mamalis et al, 2002). 

 

Depois de formado, o cavaco é removido da região de corte por meio 

das porosidades do rebolo, sendo posteriormente expulso da ferramenta pela ação 

da força centrífuga ou pela lavagem do rebolo feita pelo fluido de corte. Se os 

cavacos não forem eficientemente removidos das porosidades do rebolo, tem-se 

perda do poder de corte da ferramenta, aumento da vibração do processo e por 

conseqüência, incremento da temperatura na região de corte e também nos valores 

de rugosidade superficial da peça. 

A deformação lateral do material da peça proporciona um aumento da 

profundidade de retificação possibilitando a atuação de grãos abrasivos que estão 

menos expostos (HASSUI, 2002). 

 

 

 

 



32 
 

 

3.4. Rebolos 
 

Segundo MALKIN (1989), rebolo é a ferramenta de corte utilizada no 

processo de retificação. Tal ferramenta é composta basicamente de grãos 

abrasivos de elevada dureza que efetuam o corte, presos a uma matriz 

aglomerante de um material menos duro. 

O desempenho e as propriedades dos rebolos são dependentes dos 

seguintes fatores: material do grão abrasivo bem como o seu tamanho, material 

aglomerante, propriedades do abrasivo, do aglomerante e da porosidade (espaço 

vazio entre os grãos abrasivos no aglomerante) (MALKIN, 1989). 

De acordo com as normas ANSI B74.13-1977 e ISO 525-1975E, a 

identificação dos rebolos é feito através de um código alfa-numérico normalizado. 

Os rebolos são definidos pelas seguintes características: material e 

tamanho dos grãos abrasivos, dureza, estrutura do rebolo e do material 

aglomerante. 

 

3.4.1. Características dos Rebolos 
 

3.4.1.1. Material Abrasivo 
 

A classificação dos grãos abrasivos é dividida em dois grupos: 

convencionais e superabrasivos. Tal classificação, feita por SHAW (1996), foi 

baseada na dureza dos materiais. Os grãos abrasivos convencionais apresentam 

durezas próximas a 2000kgf/mm2, enquanto que os superabrasivos apresentam 

durezas superiores a 4500kgf/mm2. 
SHIH (2000), afirma que o diamante, o mais duro material conhecido, 

foi o primeiro material usado como abrasivo na retificação em cerâmicas. 

SHIH (2000) apresenta a relação entre a dureza de três materiais 

abrasivos, mostrada na Figura 3.13. 



33 
 

 

 
Figura 3.13. Comparação da dureza de alguns abrasivos 

 (SHIH, 2000) (Adaptado). 

 
MARINESCU et al. (2007), dizem da  possibilidade dessa 

classificação ser feita, levando-se em conta o valor de aquisição dos rebolos, já 

que os superabrasivos são de dez a cem vezes mais caros que os convencionais. 

Conforme MARINESCU et. al. (2007), materiais usados como 

abrasivos, incluem tanto minerais naturais quanto produtos sintéticos. Os materiais 

abrasivos podem ser considerados como ferramentas de corte de geometria 

indefinida que são caracterizadas por sua alta dureza, afiação das suas arestas e 

boa capacidade de corte. 

Ainda segundo MARINESCU et. al. (2007), dentre os cinco materiais 

mais usados nas indústrias atualmente, três deles, o carbeto de silício (SiC), o 

óxido de alumínio (alumina, Al2O3) e a granada (silicatos que cristalizam no sistema 

cúbico, exibindo muito frequentemente cristais granulares, daí o seu nome) são 

considerados abrasivos convencionais, enquanto que os outros dois, o diamante e 

o nitreto cúbico de boro (CBN), são considerados superabrasivos. 

O CBN e o SiC podem ser perfilados com uma perfilador de ponta 

única ou um rotativo, para uma escala de precisão micrométrica. Entretanto, o CBN 

é geralmente mais caro que o diamante. A dureza do SiC é limitada, sendo que 

repetitivos perfilamentos e dressagens podem ser necessárias para dar a forma 

desejada na zircônia a ser trabalhada. Embora os autores informem utilizar ponta 



34 
 

 

única, no nosso entendimento este procedimento não é correto. A melhor 

alternativa é dressagem rotativa e, dependendo das limitações, poderia ser 

utilizado um dressador do tipo conglomerado. 

Em seguida, será apresentada uma visão ampla do diamante, 

material usado como grão abrasivo nessa pesquisa. 

 

Diamante 
 

Conforme MARINESCU et. al. (2004), a durabilidade do diamante é 

uma conseqüência de uma particular coincidência de uma alta condutividade 

térmica, (cerca de 2 a 6 vezes maior que a do cobre), e um baixo coeficiente de 

expansão térmica. O diamante, como uma forma metaestável do grafite a pressões 

normais, tende a se transformar em grafite a temperaturas relativamente baixas: 

700ºC no ar e 1500ºC em meio a uma atmosfera inerte. 

 
Diamante natural 

 

Segundo MARINESCU et. al. (2004), o grão abrasivo de diamante 

natural é derivado de cristais considerados impróprios para a joalheria, tendo 

falhas, inclusões e defeitos. Antes do uso, o diamante é triturado, e passado 

através de uma série de “peneiras”. Os fragmentos obtidos têm formas e arestas de 

cortes aleatórios, podendo ser de alta resistência ao desgaste. A cor amarelada, 

característica é devido aos átomos de nitrogênio dispersos na estrutura. Sendo o 

material de maior dureza conhecida, ele não só é a natural escolha para a 

retificação de materiais duros e de difícil corte, como também, é o único material 

que pode efetivamente perfilar e dessar rebolos abrasivos. O diamante é o único 

material de rebolo abrasivo que é obtido pelos recursos naturais. O diamante 

sintético domina na fabricação de rebolos, mas o diamante natural ainda é o 

preferido para as ferramentas de dressagem e perfilamento. 

 
Diamante sintético 
 

SALMON (1992), diz que o diamante sintético foi descoberto na 

década de 50 pela General Eletric Company, nos EUA, e pela ASEA, na Suécia, 



35 
 

 

independentemente. A interface do metal solvente catalisador é o mais importante. 

Ferro foi o primeiro a ser usado, seguido do cromo, cobalto, magnésio, níquel, 

platina, ródio, rutênio e tântalo tem sido usado com sucesso. Diferentes 

temperaturas solventes e pressões produzem diferentes tipos de diamantes. Cada 

cristal pode ser feito por encomenda para se ter a melhor combinação de tamanho, 

forma, superfície e estrutura cristalina para aplicações específicas. 

MARINESCU et. al. (2004), afirmam que os diamantes sintéticos 

podem ser classificados em monocristalinos e policristalinos. O autor dá ainda uma 

breve descrição de cada um dos tipos de diamante existentes: 

• Os grãos monocristalinos são usados para aplicações de demandas 

particulares. A fácil reorganização da estrutura cúbica ou cúbica octaédrica reflete 

na característica cristalográfica da estrutura do diamante. A quase perfeita 

estrutura cristalina é obtida através de um crescimento lento, baixa densidade do 

processo nuclear, com uma limitada inclusão metálica, ou uma pequena interação 

entre vários grãos que são formados dentro do material dissolvido. 

• Grãos policristalinos que são altamente friáveis são produzidos por 

uma grande aceleração da taxa de nucleação sob pressão, desse modo, os 

núcleos do diamante precipitam a partir do material fundido em larga escala. 

Devido a caos no liquido fundido, o crescimento normal padrão é inibido, desse 

modo, são obtidos grãos de formatos de geometria indefinida que se parecem com 

um aglomerado de pequenos cristais. 

Marinescu et.al. (2004) ainda reporta outros dois tipo de diamantes 

encontrados atualmente, são eles: 

• Grãos policristalinos revestido de metal: para possibilitar uma alta 

taxa de remoção de material, os grãos policristalinos podem ser revestidos de 

metal. A tensões na superfície dos grãos de diamante pioram as características de 

contato entre a resina e o diamante. De modo contrário, o revestimento cria um 

bom contato com o ligante resinóide, e ainda aumenta a superfície efetiva de 

contato do grão. 

• O diamante CVD (chemical vapor deposition) é um diamante 

produzido em baixas pressões, envolvendo a reação de um gás carbônico em 

presença de átomos de hidrogênio. O diamante CVD não é usado como um 

abrasivo, mas é muito promissor na fabricação de ferramentas de dressagem e 

perfilamento, por recobrimento. 



36 
 

 

3.4.1.2. Tamanho do Grão Abrasivo 
 

Em operações grosseiras com alta remoção de cavaco e sem 

preocupação com o acabamento, como nas operações de desbaste, são utilizados 

grãos abrasivos maiores. Já em operações em que tolerância e acabamento são 

importantes, utilizam-se grãos abrasivos mais finos (KING & HAHN, 1992). 

 
3.4.1.3. Dureza do Rebolo 

 
De acordo com HASSUI (2002), a dureza do rebolo é indicada pela 

dificuldade de remoção do grão abrasivo deste, ou seja, pelo grau de coesão entre 

aglomerante e grão. 

Aglomerantes com maior resistência mecânica têm menor tendência à 

ruptura quando há impacto nos grãos abrasivos; já os com maiores resistências ao 

desgaste dificultam a remoção deles inteiros, uma vez que não ocorre a diminuição 

da ancoragem dos mesmos ao longo da vida do rebolo. Tais situações implicam 

em uma maior dureza dos rebolos. 

MALKIN (1989) considera o rebolo sendo composto de três fases: 

grãos abrasivos, aglomerante e porosidade. 

Uma relação entre o volume percentual dos poros e o índice que 

indica a dureza do rebolo foi feita por MALKIN (1989) e determina que rebolos com 

menor porosidade têm uma dureza maior, uma vez que mais grãos abrasivos estão 

envolvidos pelo aglomerante.  

A complementação da definição de dureza do rebolo foi feita por 

JACKSON & MILLS (2000) levando em consideração o fator de coesão entre o 

grão abrasivo e o aglomerante. Em seus estudos foi constatado que caso haja uma 

grande quantidade de aglomerante, mas com baixa coesão, os grãos abrasivos 

serão desalojados com mais facilidade, implicando num rebolo com menor dureza.  

Na usinagem utilizam-se rebolos duros para peças com baixa dureza 

e rebolos moles para peças tratadas termicamente, uma vez que rebolos duros 

geram maior quantidade de calor e vibração já que os grãos abrasivos não são 

liberados, mas sim desgastados gerando superfícies planas de corte, aumentando 

o atrito deles com a peça.  



37 
 

 

Como consequência deste grande calor gerado tem-se a danificação 

do tratamento térmico. Já em rebolos moles, tem-se o processo de auto-afiação 

(perda de grãos desgastados) dificultando a manutenção das dimensões (KING & 

HAHN, 1986). 

 

3.4.1.4. Estrutura do Rebolo 
 

Tal parâmetro indica a concentração volumétrica dos grãos abrasivos 

no rebolo. Um alto índice indica menor quantidade de abrasivos ou uma mesma 

estrutura mais aberta. 

Quanto mais fechada a estrutura do rebolo, menor a porosidade e 

maior a dureza, uma vez que ela está intimamente relacionada com a porosidade e 

a dureza do mesmo. 

De acordo com KING & HAHN (1986), uma porosidade ótima para 

uma dada operação é definida pela relação de compromisso entre uma estrutura 

suficientemente aberta para permitir a remoção do cavaco, e a introdução do fluído 

refrigerante na região de corte e outra estrutura, fechada o suficiente para permitir 

que um mínimo de partículas abrasivas realize o corte. 

Ressalta-se que uma estrutura fechada, devido ao maior número de 

grãos em contato com a peça durante o corte, gera melhor acabamento, já que 

cada grão abrasivo retira um volume menor de cavaco. Em contrapartida, a 

tendência de emplastamento do rebolo e queima da peça é maior, já que o cavaco 

possui menor espaço para ser removido da região de corte. 

 

3.4.1.5. Material Aglomerante 
 

Material responsável pela união dos grãos abrasivos. O aglomerante 

deve apresentar resistência mecânica suficiente para suportar as forças de 

retificação, temperaturas e forças centrífugas sem desintegrar, ao mesmo tempo 

em que deve ser resistente ao ataque químico do fluído de corte (MALKIN, 1989). 

Deve-se levar em consideração que o processo de fabricação dos rebolos é um 

fator que influência a qualidade final do aglomerante (JACKSON & MILLS, 2000). 

Para rebolos convencionais existem os seguintes aglomerantes: 

resinóide, goma-laca, oxicloretos, borrachas, silicatos e vitrificados. Já para 



38 
 

 

superabrasivos, os aglomerantes utilizados são resinóides, vitrificados e metálicos, 

além de existir grãos abrasivos sem aglomerantes, com uma camada de abrasivos 

eletrodepositada sobre o material interno do rebolo (MALKIN, 1989). 

Através dos estudos de JACKSON & MILLS (2000), verificou-se que 

para a escolha do aglomerante, alguns fatores devem ser considerados, tais como: 

tamanho e tipo de rebolo, condições de manufatura, vida do rebolo bem como os 

custos associados aos aglomerantes mais elaborados. Outra verificação feita foi 

com relação aos rebolos com aglomerantes vitrificados, uma vez que com o uso 

deste tipo de aglomerante, dois fatores devem ser considerados. Estes fatores são: 

- expansão térmica: aglomerante e abrasivo devem ter 

comportamento semelhantes com fim de evitar as tensões induzidas no processo;  

- estabilidade química frente aos fluídos de corte: quanto mais alta a 

estabilidade química, menor a chance de diminuição da ancoragem dos grãos e 

conseqüentemente o desgaste prematuro do rebolo. 

A construção do rebolo é feita, segundo o fabricante, seguindo as 
seguintes etapas:       

1. Usinagem do alumínio ou baquelite onde será sinterizado o diamante; 

2.  Sinterização do diamante, onde se usa uma liga de resina fenólica; 

3.  Cura em estufa da sinterização, dentro de uma matriz; 

4.  Usinagem do corpo do rebolo para dar forma à peça; 

5.  Retífica da parte diamantada para que fique bem centrado; 

6.  Controle, gravação, embalagem; 

7.  Expedição. 

 A necessidade de balanceamento dos rebolos é devido à distribuição 

heterogênea dos grãos abrasivos e aglomerantes ao longo dos mesmos. 

 

3.4.2.  Desgaste do Rebolo               
 

O desgaste do rebolo é o resultado de alguns fenômenos que 

ocorrem devido ao contato entre grãos abrasivos individuais e a peça que está 

sendo usinada. MALKIN (1989) determina que relações empíricas relacionem o 

desgaste dos rebolos com vários parâmetros do processo de retificação e fornecem 

subsídios para melhor utilização dos processos. 

 



39 
 

 

3.4.2.1.  Quantificação do Desgaste 
 

De forma geral, o desgaste do rebolo é definido como sendo a 

quantidade de rebolo consumida durante um ciclo ou operação. Pode-se ainda 

dizer que o desgaste do rebolo é expresso como uma perda volumétrica de 

material, medida pela diminuição diametral. 

O desgaste do rebolo é dividido em três fases: alta taxa de desgaste 

inicial seguida de um crescimento aproximadamente constante e sofrendo uma 

aceleração elevada nesta taxa num terceiro momento. Já nesta elevação final da 

taxa de desgaste, pode ocorrer a queima da peça ou vibração do processo 

(MALKIN, 1989). 

Para caracterização da resistência ao desgaste, criou-se a relação G, 

que é o volume de material removido por volume de rebolo gasto, conforme 

apresentado na equação 3.20. 

Segundo SHAW (1996) a medida do volume desgastado do rebolo é 

feito pelo acompanhamento da redução diametral do rebolo. 

 

3.4.2.2.  Mecanismo de Desgaste 
 

SHAW (1996) afirma a existência de três mecanismos de desgaste 

dos rebolo, a saber: desgaste por atrito, fratura dos grãos abrasivos e fratura do 

aglomerante. Já JACKSON & MILLS (2000) consideram a baixa coesão entre grão 

abrasivo e aglomerante que geram o desalojamento do grão abrasivo inteiro como 

esforços de corte. 

A Figura 3.14 demonstra esquematicamente o mecanismo de 

desgaste do rebolo por atrito, fratura do grão abrasivo e fratura do aglomerante. 



40 
 

 

 
Figura 3.14. Mecanismos de desgaste do rebolo (MALKIN, 1989). 

  

A – desgaste por atrito;  

B – fratura do grão abrasivo e,  

C – fratura do aglomerante devido ao desgaste. 

 

A determinação de MALKIN (1989) com relação ao desgaste por atrito 

é que este envolve a perda de afiação dos grãos abrasivos e crescimento das 

áreas planas devido ao atrito com o material da peça. A fratura dos grãos abrasivos 

provoca a remoção de fragmentos destes e a fratura do aglomerante ocorre devido 

ao desalojamento do grão abrasivo inteiro ocasionado pelos esforços de corte. Já o 

desgaste por erosão do aglomerante reduz a ancoragem dos grãos abrasivos, 

facilitando a remoção destes. 

MALKIN (1989) diz que a maneira de quantificar a contribuição de 

cada tipo de desgaste em relação ao total é coletar e mensurar as partículas 

desgastadas do rebolo. 

Através de experimentos, verificou-se que o desgaste por atrito é 

responsável por uma pequena fração da perda volumétrica total. A contribuição da 

fratura do aglomerante, no desgaste total, depende da quantidade de aglomerante 

ou da dureza do rebolo, bem como da friabilidade (capacidade do grão abrasivo em 

gerar novas arestas de corte) e tamanho dos grãos abrasivos. Com tal experimento 

concluiu-se que um aumento na dureza do rebolo favorece a um desgaste por 

fratura dos grãos abrasivos inteiros. Porém a retificação que gera cavacos longos 

provoca o desalojamento de grãos abrasivos inteiros independentemente da 



41 
 

 

dureza do rebolo utilizado. A necessidade de dressagem, segundo SHAW (1996) é 

definido pelo desgaste por atrito, uma vez que os outros tipos tendem a gerar auto-

afiação (formação de novas arestas de corte), sendo necessário apenas à correção 

da posição do rebolo. 

A importância do desgaste por atrito está no fato deste controlar as 

forças de retificação e, consequentemente, a taxa de fratura do aglomerante 

(MALKIN, 1989). 

Porém, na retificação de precisão, o desgaste pro atrito torna-se 

indesejável uma vez da existência de riscos de danos térmicos à peça (SHAW, 

1996). 

Mas CHEN et al (1998) afirmam que o desgaste do rebolo ocorre do 

seguinte modo: primeiramente ocorre o desgaste primário rápido, que consiste na 

remoção de uma camada superficial dos grãos abrasivos danificados pela 

dressagem, resultando em trincas nas superfícies dos grãos. Após isso, ocorre o 

desgaste secundário constante, correspondente ao desgaste mencionado por 

MALKIN (1989) e, por fim, o desgaste terciário mais rápido que os outros dois e 

responsável pelo desalojamento dos grãos abrasivos inteiros. 

 

3.4.2.3.  Análise do Desgaste 
 

O desgaste do rebolo pode ser expresso tanto pela sua perda 

diametral, bem como, através da redução volumétrica do mesmo, e pode ser 

classificado em três tipos: atrito, fratura do grão e fratura do ligante. Todos os tipos 

de desgaste ocorrem simultaneamente, mas em intensidades diferentes. 

Pode-se expressar o desgaste total em termos da relação , que é a 

taxa volumétrica de material removido em contraposição ao desgaste do rebolo.  

Segundo RAMESH et al. (2001), o desempenho de um rebolo pode 

ser avaliado através da relação , definida como sendo a relação entre volume de 

material removido  pelo volume de rebolo gasto  : 

                                  (3.20) 

Onde: 

 = tempo de retificação;  



42 
 

 

 = desgaste radial do rebolo. 

Segundo MALKIN (1989), restrições de desgaste do rebolo são 

frequentemente associadas à rugosidade superficial e tolerâncias necessárias. 

Com taxas de remoção mais rápidas, a relação  tende a decrescer, levando a 

uma mais rápida deterioração na forma e no acabamento da superfície. A utilização 

de um fluido de corte pode aumentar a relação , diminuindo as forças e 

temperatura gerada no processo. 

Outra forma de analisar o desgaste do rebolo é feita relacionando o 

desgaste com a severidade do processo de retificação utilizado. Logo, MALKIN 

(1989) afirma que o desgaste radial do rebolo por unidade de deslizamento na peça 

é dependente da velocidade radial média de avanço (vr). 

Portanto, a relação  pode também ser escrita da seguinte forma: 

                                        (3.21) 

Onde: 

 e  = constantes dependentes das condições de dressagem, da     

combinação rebolo-peça, do fluído de corte, entre outros. 

 
Segundo MALKIN (1989), velocidade do desgaste do rebolo é dada 

pela taxa de fraturas do aglomerante, uma vez que este é o maior responsável pela 

perda volumétrica e o equacionamento do peso total do abrasivo desalojado ( ), 

dado por: 

                               (3.22) 

 

Onde: 

 = probabilidade do grão ser desalojado devido à fratura do            

aglomerante; 

 = peso médio de cada grão abrasivo; 

 = número de encontros dos grãos abrasivos ativos com a peça. 

Tal relação é válida para o desgaste do rebolo. Grãos abrasivos 

sujeitos a esforços normais ( ) tendem a gerar tensões compressivas, enquanto 

que grãos sujeitos a esforços tangenciais ( ) geram tensões trativas nos 



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aglomerantes. Tais tensões são proporcionais aos esforços e dependentes da 

geometria dos grãos abrasivos e dos aglomerantes. 

A análise feita por BIANCHI et al (1996) para a retificação determina 

que velocidades maiores da peça (considerando velocidade de avanço e rotação 

do rebolo constantes) produzem baixas penetrações do rebolo por volta da peça, 

com grandes impactos dos grãos abrasivos sobre a peça e cavacos curtos. Com 

isso, maiores esforços são concentrados em cada grão, já que um menor número 

de grãos abrasivos ativos permanece em contato por um menor tempo. Portanto 

existe uma grande tendência dos grãos fraturarem e ocorrer a auto-afiação, como 

conseqüente estabilização das forças de corte do processo e maior desgaste 

volumétrico. Em contrapartida, quando a velocidade da peça é baixa, a penetração 

do rebolo por volta da peça é maior, ocorrendo menor impacto dos grãos abrasivos 

com a peça e cavacos alongados. Há a tendência de formação de áreas planas 

nos grãos abrasivos, aumentando gradativamente os esforços de corte e 

diminuindo o desgaste volumétrico. 

 

3.4.3. Dre