254 DISTORSIÓN Y RUGOSIDAD SUPERFICIAL EN PIEZAS

JORNADAS SAM/ CONAMET/ SIMPOSIO MATERIA 2003
04-23
DISTORSIÓN Y RUGOSIDAD SUPERFICIAL EN PIEZAS DELGADAS DE
FUNDICIÓN DE HIERRO ESFEROIDAL RECTIFICADAS
A. D. Sosaa, M.D. Echeverríab , O. J. Moncadac, J. A. Sikora d
a
UNMDP, J.B. Justo 4302 Mar del Plata, Argentina, [email protected]
b
UNMDP, J.B. Justo 4302 Mar del Plata, Argentina, [email protected]
c
UNMDP - INTEMA, J.B. Justo 4302 Mar del plata, Argentina, [email protected]
d
UNMDP - INTEMA, J.B. Justo 4302 Mar del plata, Argentina, [email protected]
La fundición de hierro con grafito esferoidal es un material alternativo muy conveniente para piezas de pared
delgada con requerimientos de alta resistencia, por su menor costo y baja relación peso/resistencia frente a los
materiales tradicionales. Su conteo nodular aumenta significativamente cuando disminuye el espesor, influyendo
en las propiedades mecánicas. Asimismo, la rugosidad superficial y la distorsión de forma debida a tensiones
residuales post-rectificado afectan la resistencia al desgaste y a la corrosión, y por ende la capacidad de carga y
la precisión dimensional.
En este trabajo se estudia el efecto del avance, profundidad y velocidad de corte en el rectificado de placas
delgadas de 2 y 4 mm de fundición de hierro esferoidal, de igual matriz para distintos conteos nodulares. Se
determina para cada caso, el monto y dirección de la distorsión en máquina de medir por coordenadas
computarizada, y la rugosidad superficial.
La distorsión generada en el proceso de rectificado crece con la profundidad de corte y el conteo nodular, y
disminuye al aumentar el avance o el espesor de placa. La rugosidad superficial, en general, disminuye
ligeramente con el conteo nodular y el avance, dando en casi todas las condiciones ensayadas valores muy bajos.
PALABRAS CLAVE: Fundición nodular, Distorsión, Conteo nodular, Rugosidad
1. INTRODUCCIÓN
Las demandas del mercado apuntan a la obtención de
piezas de menor costo y mayor eficiencia en servicio,
posibles de satisfacer optimizando el diseño y
cambiando el material. Surge así la necesidad de
estudiar las características mecánicas y dimensionales
de piezas delgadas de fundición nodular, dado que por
su respuesta a la fatiga, costo y relación peso /
resistencia, presentan potencialmente aptitud para
reemplazar a aleaciones livianas tradicionales de
mayor costo.
La tecnología actualmente disponible para producir
piezas delgadas de fundición nodular permite obtener
piezas metalúrgicamente sanas para espesores
superiores a 2 mm. Es sabido que a medida que
disminuye el espesor de la pieza colada aumenta la
velocidad de enfriamiento, lo que incrementa el
conteo nodular, mientras que el carbono equivalente
no influye mayormente [1] El incremento del conteo
nodular y la consecuente reducción del tamaño
promedio de los nódulos, mejora la dispersión e
incrementa el área de la interfase grafito matriz, lo que
conduce usualmente a una mejora en las propiedades
mecánicas.
Cuando las exigencias de funcionamiento previstas
para una determinada pieza son altas, puede ser
necesario mejorar el acabado y/o corregir las medidas
resultantes de colada mediante mecanizado, siendo el
rectificado la operación mas utilizada.
En el mecanizado, se aplican importantes esfuerzos
mecánicos con gran generación de calor en la zona del
corte [2, 3]. Estos dos factores superpuestos, deforman
plásticamente la superficie y como la pieza está
firmemente sujeta durante el mecanizado no se
deforma macroscópicamente. Pero al ser liberada de la
sujeción, la pieza tiende a autoequilibrarse
deformándose. Dicho proceso es el que introduce las
tensiones residuales presentes en la pieza terminada,
quedando además las huellas del mecanizado
(rugosidad), además de microgrietas y cráteres que
pueden presentarse cuando las condiciones fueron
excesivamente enérgicas [4].
La deformación generada en el mecanizado deberá ser
absorbida por la tolerancia de fabricación,
disminuyendo así la tolerancia para el mecanizado.
Esto obliga a procurar mecanizados de baja energía,
para los que se recomienda baja velocidad de corte,
alto avance y escasa profundidad de pasada [5].
La rugosidad presente ejercerá influencia sobre el
desgaste y la degradación por corrosión [6].
El objetivo de este trabajo es evaluar el efecto del
conteo nodular y la variación individual de los
parámetros de corte en el rectificado, sobre la
distorsión y rugosidad de piezas delgadas de fundición
de hierro esferoidal.
2.
METODOLOGÍA EXPERIMENTAL
2.1. Material y Tratamientos térmicos.
Las probetas fueron coladas empleando un horno de
inducción de 3 KHz y 55 Kg de capacidad. La
inoculación y nodulización se realizaron por métodos
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JORNADAS SAM/ CONAMET/ SIMPOSIO MATERIA 2003
convencionales, en cuchara de 40 kg con bolsillo de
nodulización. Las composiciones químicas de los
metales base y final se verificaron mediante
espectroscopia de emisión óptica con excitación por
chispa. Se produjeron probetas con tres niveles de
conteo nodular. Los dos mas altos colando placas
delgadas de espesor 2 y 4 mm (1200 y 1500 nód/mm2
respectivamente), y el mas bajo cortando placas de
bloque Y de ½” (600nód/mm2 ).
Se realizó un ferritizado en mufla a 910ºC con
atmósfera protegida, a fin de homogeneizar la
microestructura y disolver posibles carburos.
La tabla I muestra la composición química final de la
colada, que presentó un carbono equivalente
ligeramente hipereutéctico. Se observó un bajo
porcentaje de carburos precipitados en los bordes de
las placas, que se eliminaron con el ferritizado.
%C %Si %Mn
3,58 2,73 0,23
%S
%P
0,04 0,041
%Mg
0,039
C.E.
4,49
Tabla I. Composición química de las probetas.
2.2. Mecanizado de las probetas.
Tanto las probetas obtenidas por colada de espesor
delgado como las extraídas de bloque Y, fueron
planeadas con métodos de mecanizado de baja
energía, llevándolas a la forma prismática rectangular
mostrada en la figura 1. Los espesores (e) iniciales
fueron de 4mm en las de 500 y 1200 nód/mm2 , y de
2mm para 1500 nód/mm2 .
e
muela utilizada es Norton SG36JVH. Para magnificar
el efecto del mecanizado sobre las piezas se rectificó
sin fluido de corte (Condición más severa que la
normal). En la tabla II se detallan los seis juegos de
valores de las variables de corte utilizados. Todos los
conteos fueron ensayados en esas seis condiciones.
2.3. Mediciones.
Con una máquina de medir por coordenadas Mitutoyo
BH506, de incertidumbre ± (4L/1000) µm, se
determina el espesor y el defecto de planedad
midiendo en 18 puntos de las probetas antes y después
del mecanizado. Utilizando el modo gráfico en
pantalla se determina la forma y orientación del
defecto. Una vez identificado éste se midieron sus
parámetros, interesando en este caso la deflexión ( d ),
el radio de curvatura ( r ) y la dispersión radial ( Är ).
Se
construyeron
gráficos
tridimensionales
amplificados que facilitaron la identificación,
evaluación y comparación de las distorsiones.
Con un rugosímetro Surtronic 3+ y software
TalyProfile se realizó un escaneo por palpado de las
superficies obteniéndose los parámetros que las
caracterizan. Se adoptó una longitud de palpado y un
módulo de filtrado (cutoff) de 4 y 0,8 mm
respectivamente, en base a datos empíricos [7] y al
rango esperado del parámetro Ra (1-1,6).
3.
RESULTADOS Y DISCUSIÓN
En todos los casos la distorsión de las placas
rectificadas consistió en un curvado uniforme en la
dirección del mecanizado. Los valores variaron según
el material y las condiciones de mecanizado,
observándose en general tendencias claras.
15 mm
60 mm
Figura 1. Probeta de ensayo
muela
A
Vc
p
e
D
E
F
1400
Conteo
nodular
8000
6000
Figura 2. Variables de corte
Vc [m/min]
a [m/min]
p [ m m]
C
pieza
60 mm
B
20
16
70
B
r [mm]
a
A
20
16
10
04-23
C
20
16
30
D
20
21
30
4000
E
22
21
30
2000
F
18
21
30
0
500
Tabla II. Valores de las variables de corte
Después de cortadas, las extraídas de bloque “Y” se
aproximaron al espesor final en limadora. Luego todas
fueron ferritizadas y finalmente se planearon ambas
caras en una rectificadora frontal de bandera, con
avance manual y muy baja energía aplicada.
Los ensayos de rectificado se realizaron en una
rectificadora tangencial de producción. Las variables
de mecanizado (figura 2): Velocidad de corte (Vc),
avance (a) y profundidad de pasada (p), se ajustaron
cuidadosamente mediante métodos normales. La
800
1100
Figura 3. Radio de curvatura de las placas
distorsionadas en función del conteo nodular para las
diferentes condiciones de rectificado.
La figura 3 muestra que a mayor conteo disminuye el
radio de curvatura (mayor flecha). Nótese que para
1500 nódulos el espesor de la pieza es menor y la
resistencia a la deformación (función de e3 )disminuye
en comparación con las otras. La deflexión ( d ), se
relaciona con la curvatura según la fórmula (1) donde
r = radio de curvatura, l =longitud de la pieza.
255
JORNADAS SAM/ CONAMET/ SIMPOSIO MATERIA 2003
d = r2 − r2 −l2 4
(1)
A continuación se analiza individualmente el efecto de
las variables de corte.
Como era de esperar, un aumento en la profundidad de
pasada (p) generó mayor distorsión para todos los
conteos, como muestra la figura 4 a través de la
reducción del radio de curvatura, hecho adjudicable al
aumento de la cantidad de granos simultáneamente
activos y del tiempo de contacto. Ello incrementa el
rozamiento y el rayado desde el inicio de la formación
de la viruta hasta su expulsión, generando calor que
eleva la temperatura en la región de corte, aumentando
la distorsión y la rugosidad superficial.
r [mm]
600
1200
04-23
Coincidentemente con lo reportado en la bibliografía
[5], un aumento del avance (a) mejora las condiciones
de corte por el citado efecto de fractura de los granos,
provocando disminución de la distorsión, como se ve
en la figura 6. Esta tendencia se cumplió en todos los
casos aunque fue menos significativa para las probetas
de mas alto conteo.
1500
6500
r [mm]
600
1200
1500
20
21 a [m/min]
22
8000
7000
6000
5000
4000
3000
2000
1000
0
15
16
17
18
19
Figura 6. Radio de curvatura versus el avance, para
distintos conteos nodulares. (Vc= 20 m/s, p= 30 ìm)
5500
4500
Ra [m m]
3500
600
1200
1500
0,8
2500
1500
500
0
20
40
60
0,7
p [m 80
m]
Figura 4. Radio de curvatura en función de la
profundidad de pasada, para distintos conteos
nodulares. ( Vc= 20 m/s, a= 16 m/min. )
0,6
Ra [m m]
600
1200
15
1500
0,9
16
17
18
19
20
21 a [m/min]
22
Figura 7, Rugosidad media aritmética Ra en función
del avance (a), para distintos conteos nodulares.
(Vc= 20 m/s, p= 30 ìm)
0,8
0,7
600
r [mm]
0,6
9000
0,5
8000
1200
1500
7000
0,4
0
20
40
60
p 80
[m m]
6000
5000
Figura 5. Rugosidad media aritmética Ra en función
de la profundidad de pasada para los diferentes
conteos conteos. ( Vc= 20 m/s, a= 16 m/min. )
4000
3000
La figura 5 muestra que la rugosidad es casi
independiente del conteo, y aumenta con la
profundidad. La leve disminución para p = 70 ìm se
atribuye al mayor esfuerzo de corte, que en el tipo de
muela utilizado produce fractura los granos abrasivos
y simultáneamente promueve aparición de nuevos
filos de menor tamaño.
256
2000
1000
17
18
19
20
21
22 Vc [m/s]
23
Figura 8, Radio de curvatura en función de la
velocidad de corte para los distintos conteos.
(a= 21 m/min, p= 30 ìm)
JORNADAS SAM/ CONAMET/ SIMPOSIO MATERIA 2003
La figura 7 muestra la leve disminución en la
rugosidad producida al aumentar el avance, también
atribuible al fenómeno de fractura de los granos. y la
escasa influencia que ejerce el conteo.
La figura 8 muestra la influencia de la velocidad de
corte (Vc) sobre la distorsión. El rango de velocidades
analizado comprende la variación correspondiente a
los diámetros nominal y de reemplazo de la muela
(inicio y fin de la vida util). La tendencia muestra
mayor distorsión cuando la velocidad disminuye,
debido a que aumenta el espesor de viruta
incrementando el esfuerzo sobre los granos, lo que
promueve una renovación de los filos y menor calor
generado por fricción. El aumento de distorsión es
bien marcado cuando se compara la máxima Vc con la
mínima, para todos los conteos. La transición en
velocidades intermedias presentó algunas variaciones.
La figura 9 muestra que la rugosidad crece con el
aumento de la velocidad, lo cual se justifica mediante
un análisis análogo al de la figura 8.
Ra [m m]
600
1200
1500
1,3
1,2
1,1
1,0
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2. El incremento de la velocidad de corte disminuye
la distorsión pero aumenta la rugosidad.
3. Una mayor profundidad por pasada provoca
incremento de la distorsión y la rugosidad
superficial.
4. Un incremento moderado del avance produce una
disminución de la distorsión y la rugosidad.
5. El espesor de la pieza afecta significativamente a la
distorsión dado que además de aumentar el conteo,
la resistencia a la flexión es dependiente del
espesor al cubo.
5.
RECOMENDACIONES
Al momento de terminar una pieza colada con una
operación de rectificado, conviene adoptar
las
condiciones
de
corte
según
manual
o
recomendaciones del fabricante de muelas. Si dichas
condiciones no pueden regularse exactamente debido
a limitaciones del sistema de rectificado, de debe
proceder de la siguiente manera:
§ Para tener baja distorsión conviene aplicar
velocidad de corte y avances altos, y profundidad
de pasada baja.
§ Para conseguir menor rugosidad es preferible
mantener bajos todos los parámetros (dentro de
los rangos recomendados).
0,9
6.
0,8
0,7
0,6
19
20
21
22
Vc [m/s]
Figura 9. Desvio medio aritmético Ra en función de la
velocidad de corte para los distintos conteos.
(a= 21 m/min, p= 30 ìm)
4.
CONCLUSIONES
En el rectificado de fundiciones esferoidales de
pequeños espesores:
1. La disminución del espesor de la pieza colada, y
por consiguiente el aumento del conteo nodular
produce un incremento en la distorsión de la pieza
rectificada.
REFERENCIAS
[1] J.M. Borrajo, R.A. Martinez, R.E. Boeri, J.A.
Sikora, Jornadas SAM – CONAMET – AAS
2001, Setiembre 2001, 181-188
[2] Marc Tricard, ASM Handbook Vol 5 Surface
Ingeneering, 1994 , p 144-151
[3] E. Brinksmeier, J.T. Cammett, W. Konig, P.
Leskovar, J. Peters and H.K. Tonshoff, Ann.
CIRP vol 31 (Nº2), 1982, p 491-510
[4] ASM, “Metals Handbook 9th edition” Volume 16,
ASM International, 1989, p 242
[5] Machinability Data Center, “Machining Data
Handbook 3rd Edition” Volume two, METCUT,
1980, p 18-88
[6] Machinability Data Center, “Machining Data
Handbook 3rd Edition” Volume two, METCUT,
1980, p 18-5
[7] W.H. Cubberly, R. Bakerjian, “Tool and
Manufacturing Engineers Handbook”, SME,
1989, p 14-3
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