ANALISE DO DEGASTE NA RETIFICAÇÃO DO FERRO FUNDIDO
NODULAR EMPREGANDO REBOLOS DE SiC E Al
2O
3Alex R. Morales Taborga1, Jeshael D. Morales Taborga2, Walter Lindolfo Weingaertner3.
Universidade Federal de Santa Catarina, Laboratório de Mecânica de Precisão (1) moralitos5@yahoo.es, (2) denis1974@yahoo.com, (3) wlw@emc.ufsc.br Florianópolis, SC, Brasil
Resumo: O desgaste do rebolo é uma variável do processo que permite avaliar a performance do
processo de retificação. Os mecanismos de desgaste são: ruptura de aglomerante, ruptura de grão e atrição. Para a retificação de aços com baixo teor de carbono não são utilizados rebolos de carboneto de silício (SiC), embora se tenha maior dureza que o óxido de alumínio, devido ao risco da ocorrência de difusão. Este fenômeno causa o enfraquecimento do grão abrasivo, portanto, diminui suas propriedades mecânicas. Na retificação do ferro fundido nodular, não deveria ocorrer o fenômeno da difusão, pois, a porcentagem de carbono na peça é relativamente alta. O objetivo deste trabalho é analisar o desgaste radial e de quina utilizando rebolos de carboneto de silício (SiC) e óxido de alumínio (Al2O3) e como material da peça ferro fundido nodular GGG70. Para os dois tipos de rebolo os ensaios foram executados sob as mesmas condições na retificação. Além disso, foram feitos testes para analisar a influência das condições de dressamento e a taxa de retificação no desgaste radial e de quina
Palavras-chave:Retificação, Ferro fundido Nodular, Carboneto de silício, Óxido de alumínio.
1. INTRODUÇÃO
A utilização do ferro fundido nodular vai crescendo a cada dia, devido, principalmente, as suas boas propriedades mecânicas. Com o ferro fundido nodular podem ser feitas peças mais complexas que com um aço de baixo teor de carbono, devido a este possuir maior fluidez em estado liquido e menor contração no resfriamento. Quando comparado com um aço de baixo teor de carbono, o ferro fundido nodular apresenta melhor amortecimento de vibrações, resistência ao impacto e resistência ao desgaste (Smith, 1993). Além disso, o ferro fundido nodular tem uma melhor relação resistência/peso, isto significa que se pode trocar uma peça fabricada de aço com baixo teor de carbono por uma peça fabricada de ferro fundido nodular, que suporta a mesma carga, mas otimizando o peso da peça.
Geralmente, quanto maior for a dureza do abrasivo se deveria esperar por uma melhor performance do abrasivo, mas existem outros fenômenos para se levar em consideração, por exemplo, para a retificação de aços de baixo teor de carbono são utilizados rebolos de óxido de
alumínio (Al2O3), embora o carboneto de silício (SiC) seja mais duro. Esta escolha se baseia,
principalmente, na afinidade química do material da peça com o abrasivo (König, 1980; Shaw, 1996). Devido às altas temperaturas geradas na retificação podem ocorrer dissociações do carboneto de silício, logo, o carbono livre vai para a peça ou cavaco através da interface grão-peça (flanco-peça) ou cavaco-peça (face-cavaco). O fenômeno de difusão causa o enfraquecimento das propriedades mecânicas do grão. Este fato faz que o abrasivo tenha um aumento acelerado do desgaste, principalmente por atrição (Malkin, 1989). Além disso, pode ocorrer uma adesão do
cavaco ao carboneto de silício (Shaw, 1996). No casso específico da retificação do ferro fundido nodular com rebolos de carboneto de silício (SiC), não deveria de se esperar o fenômeno de difusão, devido a que o ferro fundido nodular contém carbono em quantidades relativamente altas.
2. EMBASAMENTO TEORICO 2.1. Penetração do Gume
No processo de retificação o gume penetra no material devido à sobreposição das trajetórias do mesmo e da peça. Por este motivo, a profundidade de penetração vai aumentando desde 0 até alcançar um máximo. Quando o gume penetra na peça, no princípio só existe deformação elástica no material (região I, Figura (1)). Com o aumento da profundidade de penetração do gume, ocorre deformação plástica (região II, Figura (1)). Nesta região ainda não existe a formação de cavaco,
somente ocorre deformação plástica lateral. Se a penetração do gume na peça é maior que τμ, ocorre
formação de cavaco (região 3, Figura (1)) (König, 1980; Malkin, 1989).
Figura 1. Penetração do gume (König, 1980).
2.2. Parâmetros Variáveis de Entrada na Retificação Cilíndrica de Mergulho
Na Figura (2) são mostrados os parâmetros variáveis de entrada para a retificação cilíndrica externa de mergulho, padronizado segundo a norma DIN 8589.
Figura 2. Parâmetros variáveis na retificação de mergulho
2.3. Grandezas Importantes na Retificação
Uma grandeza importante na retificação é a espessura de cavaco não deformado (hcu). Esta
grandeza, segundo a Equação (1), está em função dos parâmetros variáveis de entrada ao processo
FtS FnS Grão ve Rebarba η I II Tµ III cu eff h cu h Cavaco b ap e a v f v w s v vw : Velocidade da peça. vf: Velocidade de mergulho. vs: Velocidade de corte ae: Penetração de trabalho. b: Largura do rebolo ap: Largura de corte
(vw, vs, ae), número de gumes estáticos (Cstat) e diâmetro equivalente (de). Os coeficientes k, α, β, γ
dependem do tipo de rebolo, material da peça, condições de dressamento, tipo do fluido de corte, estratégia de aplicação do fluido de corte, etc. (König, 1980).
O volume de desgaste radial do rebolo (Equação (2)) está em função do desgaste radial do
rebolo (∆rs), da largura do rebolo (b) e a média do diâmetro de rebolo (dem) antes (de1) e após da
retificação (de2) (Malkin, 1989).
Vsc = Δrs * π*dem*b (2)
O volume usinado na peça, para cada mergulho do rebolo, segundo a Equação (3), está em
função do diâmetro da peça antes do mergulho (dw1) e após de mergulho (dw2) e da largura efetiva
de penetração do rebolo (b).
Vw = π.(dw12 – dw22).b/4 (3)
Uma forma de avaliar a performance do rebolo é através da relação G. Esta grandeza
adimensionalrelaciona o volume usinado na peça (Equação (3)) e o volume desgastado do rebolo
(Equação (2)). Então, quanto maior for a relação G, se obterá um menor volume desgastado de rebolo, para um mesmo volume de material usinado. Então, do ponto de vista do desgaste de rebolo, ele terá uma melhor performance quando a relação G é maior.
A taxa de retificação (Qw), no casso específico da retificação cilíndrica de mergulho, está em
função da velocidade de mergulho (vf), diâmetro da peça (vw) e largura do rebolo (b), conforme a
Equação (4) (Lindsay e Hahn, 1971).
Qw = π.dw.vf.b (4)
Segundo a Figura (3), Quanto maior for a taxa de retificação (Qw) o desgaste do rebolo será
maior. Dependendo da grandeza da taxa de retificação, pode-se apresentar um desgaste predominante de micro ou macrodesgaste.
Figura 3. Influência da Qw no desgaste do rebolo (König, 1980)
h cu K 1 C stat α . vw v s β . ae d e γ . (1) Microlascamento Microdesgaste Abrasão Macrodesgaste
Ruptura total do grão Macrolascamento V el o ci d ad e d e d es g as te r ad ia l Dr s
2.4. Desgaste de Rebolo
O desgaste volumétrico total do rebolo na retificação de mergulho pode ser quantificado pelo desgaste radial e pelo desgaste de quina, como indica Figura (4).
Figura 4. Desgaste Volumétrico do rebolo
2.4.1. Mecanismos de Desgaste
Segundo Malkin et all (1989), os mecanismos de desgaste conforme a Figura (5) são: a) Desgaste por fratura do ligante.
b) Desgaste por atrição.
c) Desgaste por fratura do grão.
Figura 5. Mecanismos de desgaste (König, 1980)
a) Desgaste por fratura de ligante
Do ponto de vista de desgaste volumétrico do rebolo, o desgaste causado por fratura de ligante é um parâmetro muito influente. A fratura de ligante ocorre quando a força de retificação é maior que a resistência do ligante. Yoshikawa et al (1971) realizou um experimento, partindo da fratura frágil
das cerâmicas. Ele constatou que a probabilidade para ocorrer fratura (Pf) em um tempo
infinitesimal é dado por:
Pf = A.t exp (B’.fg) (5)
Onde: A, B’, são constantes, t é o tempo de duração da carga e fg é a força aplicada ao grão.
Segundo Yoshikawa et al (1971) a probabilidade que ocorra fratura (Pf) se baseia praticamente em
Superfície de desgaste de quina sk A rsk sk A sr A Superfície de rs desgaste radial Ruptura do ligante Quebra de grão Microfissuras Amolecimento Desgaste Químico Abrasão Mecânica Desgaste térmico e químico do ligante a b c
dois parâmetros: a força e o tempo de duração da carga. Quanto maior for a força ou o tempo de
duração da carga, maior será Pf.
Malkin et all (1989) analisou os esforços em um só grão abrasivo para assim equacionar a probabilidade de fratura. Se considera que os rebolos com dureza maior tem maior quantidade de ligante entre os grãos, sendo a força distribuída em uma seção maior, portanto, o esforço sobre o ligante será menor. Na Equação (6) é apresentada a probabilidade para que ocorra a fratura de ligante. Geralmente, o coeficiente β está na casa de 0,20, portanto, a força tangencial tem uma maior influência que a força normal. Quanto maior for o esforço aplicado ao grão ou existir menor quantidade de ligante entre os grãos, a probabilidade para que ocorra fratura de aglomerante será maior.
Pf = A.exp((ft-β.fn).K / Vb) (6)
b) Desgaste poratrição
Do ponto de vista do desgaste do rebolo, o desgaste por atrição pode ser considerado como desprezável. Mas o desgaste por atrição é importante na retificação de precisão, pois maior atrição causa um aumento da área plana desgastada. Este por sua vez causa um aumento da força, do desgaste, queima da peça, entre outros (Malkin, 1989).
O desgaste por atrição é devido a efeitos mecânicos e químicos. Os efeitos químicos são possivelmente os mais importantes na retificação. Quando o grão interatua com a peça, ele alcança elevadas temperaturas e pressões na zona de retificação. Numerosas reações químicas podem ocorrer abrangendo o abrasivo, metal da peça, ligante, atmosfera e fluido de corte (Malkin, 1989; Shaw, 1996).
A perda do fio do gume pode ser dar por: a) Desgaste abrasivo, b) Difusão, c) Deformação plástica devido a altas temperaturas e pressões, d) Aderência do material da peça sobre o grão.Devido às altas temperaturas e pressões própias na retificação, a dureza do grão abrasivo diminui. Este fato aumenta o desgaste por abrasão. Outro inconveniente surge quando se retifica materiais que contém inclusões duras (carbonetos, entre outros). Os gumes quentes encontram partículas duras frias, o que aumenta o desgaste por abrasão. Outro fator que acelera o desgaste por atrição é a difusão.
2.5. Condicionamento de Rebolos
Nos rebolos convencionais o perfilamento e a afiação é chamado de dressamento. O dressamento tem como principais objetivos: a) Obtenção de concentricidade da superfície de trabalho do rebolo com o eixo de rotação, b) Perfilamento da superfície de trabalho do rebolo, c) A fratura e arrancamento de grãos para melhorar a capacidade de corte do rebolo.
O último ponto (c) é muito importante no dressamento, pois com ele é possível controlar o processo. O dressamento é realizado quando os gumes perdem sua capacidade de corte (área plana desgastada muito grande), e são geradas temperaturas e forças elevadas na retificação ou quando o rebolo perde a sua qualidade geométrica, entre outros.
A Figura (6) mostra a cinemática e principais variáveis do dressamento com uma ferramenta de diamante de ponta única.
Figura 6. Dressamento com ponta única (Oliveira, 1988).
3. MATERIAIS E MÉTODOS
A máquina-ferramenta utilizada neste trabalho é uma retificadora cilíndrica convencional, marca Studer, modelo Oc.
O material da peça é um ferro fundido nodular GGG70, segundo a norma DIN1693.
Para realizar este trabalho foram utilizados dois rebolos, um com abrasivos de carboneto de
silício (SiC) e outro de óxido de alumínio (Al2O3), as demais características dos rebolos foram
semelhantes, Tabela (1).
Tabela 1. Características dos rebolos utilizados
ART 304.8X12.7X127 Designação
38A60MVH 39C60MVH
Abrasivo Al2O3 branco SiC verde
Granulometria (mesh) 60 60
Dureza M M
Ligante Vitrificado Vitrificado
Neste trabalho foram medidos o desgaste radial e de quina. Os dados foram obtidos pelo método indireto de cópia do perfil do rebolo numa chapa (método das chapelonas). O perfil da chapa é ampliada através de um microscópio, na seqüência é feito uma fotografia digital do perfil ampliado, a qual é analisada e tratada digitalmente através de um software.
Figura 7. Representação esquemática da medição do desgaste radial (Morales, 2002)
Para poder avaliar o desgaste radial do rebolo é preciso uma referência. Esta referência é feita no rebolo mediante dressamento de um degrau em um dos extremos do rebolo. O comprimento da
S b b A a Dressador Rebolo S Wt d d d dr d sd bdr: Largura real de atuação do dressador.
bd: Largura de atuação do dressador.
Sd: Passo de dressamento.
ad: Profundidade de dressamento. Wt: Ondulamento teórico Para Vw2 Rebolo Referência Dressador Chapelona Chapelona v vs f b S b-x Para V’w1
referência (X) é de 3 (mm) e a profundidade (S) de 1 (mm). A primeira distância (S1) entre a
superfície do rebolo e a referência é obtida após o dressamento o um determinado volume usinado
(V’w1). O processo de retificação continua até atingir-se um determinado volume usinado da peça
(V’w2; V’w1 < V’w2). Neste ponto o processo de retificação é interrompido e é realizado a cópia do
perfil do rebolo numa chapa e, após o processamento, é obtida a segunda distância (S2). O desgaste
radial do rebolo é obtido subtraindo S2 de S1 (Δrs = S1 – S2). A Figura (7) esquematiza o
procedimento para obter o desgaste radial do rebolo.
O desgaste de quina foi analisado na quina esquerda do rebolo. Na direita do rebolo se tem o
rebaixo para medir o desgaste radial. A medição da superfície de desgaste de quina (Ask) é feito
pelo método das chapelonas. A ampliação utilizada neste teste foi de 50 vezes. A primeira
superfície obtida (Ask1 para V’w1) serve como referência. Depois de um volume usinado específico
(V’w2, V’w2 > V’w1) é obtida a segunda superfície de desgaste de quina (Ask2). A superfície de
desgaste da quina é obtida pela subtração de Ask2 de Ask1 (Ask = Ask2 – Ask1).
4 APRESENTAÇÃO E DISCUSSÃO DE RESULTADOS
4.1 Influência da Taxa de Retificação (Qw) no Desgaste Radial e de Quina
Os ensaios foram feitos com rebolos de óxido de alumínio e carboneto de silício, sob as mesmas
condições de trabalho. Na Figura (8)são apresentados as relações G da retificação do ferro fundido
nodular GGG70. As relações G apresentadas na Figura (8) são as médias das medições, com seus respectivos desvios padrões, neste caso das médias de 6 medições.
Figura 8. Influência da taxa de retificação na relação G
Segundo os resultados obtidos, a operação na qual foi utilizado uma menor taxa de retificação apresentou uma relação G maior, isto é, menor desgaste radial. Este fato é independiente do abrasivo que esta sendo utilizado.
Para avaliar o desgaste de quina foram feitas fotografias das quinas para distintos volumes
usinados (V´w). Na Figura (9) é apresentado a evolução do desgaste de quina empregando una taxa
de retificação (Q´w) de 2,5 (mm3/mm.s) e como abrasivo o carboneto de silício (rebolo:
39C60MVH). vf = 20 µm/s Z’w= 2,5 mm3/mm.s 39C60 –MVH GGG70 vw = 0,6 m/s ad = 0,02 mm Sd = 0,137 mm/U bd = 0,48 mm Ud = 3,5 Ecocool MH 6000 (3%) Pfl = 3,20 kg/cm2 V’w = 15,66 mm3/mm Ask = 0,149 mm2 V’w = 387,96 mm 3 /mm Ask = 0,235 mm2 V’w = 512,06 mm 3 /mm Ask = 0,274 mm2
Figura 9. Evolução do desgaste de quina
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 1 2 Re la cç ão G 0 10 20 30 40 50 60 70 80 1 2 R e la ç ã o G vf µm/s Q’w mm3/mm s 1 12 1,.5 2 20 2,.5 GGG70 vw = 0.6 (m/s) vs = 25 (m/s) ad =0.02(mm) Sd =0.137 (mm/U) Ud = 3.5 Pfl = 3.20 (kg/cm2 ) Qfl = 24 (l/min) Ecocool MH 6000 (3%)
Após o tratamento e análise das micrografias, a superfície de desgaste de quina (Ask, mm2) pode
ser representada em função do volume usinado específico (V’w). Conforme à Figura (10), a
superfície de desgaste de quina é menor com a taxa de retificação (Qw) de 1,5 (mm3/mm.s) (linha
azul na Figura (10)).
Figura 10. Influência da taxa de retificação no desgaste de quina
Os resultados obtidos mostram que quanto menor for a taxa de retificação (Q’w) menor será o
desgaste radial e de quina, independiente do tipo de abrasivo que esta sendo utilizado. Este fato deve-se, principalmente, ao mecanismo predominante de desgaste. Conforme a Figura (3), com o aumento da taxa de retificação o mecanismo de desgaste passa de microdesgaste a macrodesgaste. No macrodesgaste o mecanismo predominante de desgaste é a fratura de ligante. Quanto maior for a carga aplicada ou o tempo de duração da carga, a probabilidade para que ocorra fratura de ligante
será maior (Ver item 2.4.1, inciso a). Neste ensaio, o aumento da taxa de retificação (Qw) foi feito
com o aumento da velocidade de mergulho (vf), segundo a Equação (4). Com o aumento da
velocidade de mergulho (vf), mantendo constante a velocidade da peça (vw), a penetração por
revolução (ae) aumenta. Com o aumento de ae, a espessura de cavaco não-deformado (hcu) e
comprimento de contato (lcu) aumentam. A força total de retificado aumenta, devido a que aumenta
a força para formação de cavaco e a força de atrito, embora se tenha uma menor deformação plástica (Morales, 2002).
Fazendo-se uma comparação entre os resultados de desgaste obtidos, utilizando rebolos de
carboneto de silício (SiC) e óxido de alumínio (Al2O3), sob as mesmas condições, nota-se que nos
ensaios realizados com rebolos de carboneto de silício (SiC) apresentaram um menor desgaste
radial (maior relação G) e de quina (Ask).
4.2. Influência das Condições de Dressamento no Desgaste Radial e de Quina
Na Figura (11) é apresentado as relações G obtidas para diferentes condições de dressamento, utilizando rebolos de óxido de alumínio e carboneto de silício.
Figura 11. Influência das condições de dressamento na relação G
GGG70 vw = 0.6 (m/s) vs = 25 (m/s) ad =0.02(mm) Sd =0.137 (mm/U) Ud = 3.5 Pfl = 3.20 (kg/cm2) Qfl = 24 (l/min) Ecocool MH 6000 (3%) vf µm/s Q’w mm3/mm s 12 1,.5 20 2,.5 0 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0,3 0 100 200 300 400 500 600 700
Volume usinado específico V'w
S u p e rf íc ie d e d e s g a s te n a q u in a
Volume usinado específico V’w (mm3/mm)
Su pe rfí ci e de d es ga st e de q ui na Ask (m m 2) vw s v vf 0 0,02 0,04 0,06 0,08 0,1 0,12 0,14 0,16 0 100 200 300 400 500 600 700
Volume usinado específico V'w
S u p e rf íc ie d e d e s g a s te d e q u in a A s k ( m m 2 )
Volume usinado específico V’w (mm3/mm)
Su pe rfí ci e de d es ga st e de q ui na Ask (m m 2)
Óxido de alumínio Carboneto de silício
0 10 20 30 40 50 60 70 1 2 R e la ç ã o G ad mm Sd mm/U 1 0.005 0.05 2 0.03 0.3 GGG70 vw = 0.6 (m/s) vs = 25 (m/s) q = -41.32 vf = 8(µm/s) Pfl = 3.20 (kg/cm2) Qfl = 24 (l/min) Ecocool MH 6000 (3%) 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 1 2 R e la ç ã o G
Conforme os resultados obtidos, o ensaio no qual foram utilizadas condições de dressamento mais leves, a relação G é maior e o desgaste radial do rebolo é menor. O compotrtamento é independente do tipo de abrasivo utilizado.
Na Figura (12) é apresentada a superfície de desgaste de quina (Ask, mm2) em função do volume
usinado (V’w), para diferentes condições de dressamento. Segundo os resultados obtidos, deduz-se
que com condições leves de dressamento o desgaste de quina é menor (linha azul na Figura (12)).
Figura 12. Influência das condições de dressamento no desgaste de quina
Uma grandeza importante para explicar estes resultados é a agressividade do rebolo (K). Esta variável depende das condições de dressamento, se o dressamento é severo, isto é, se a
profundidade (ad) e o avanço (Sd) são elevados, obterá-se um rebolo com agressividade alta. Isto
significa que o rebolo tem uma menor quantidade de gumes cinemáticos, portanto, cada gume tem que remover uma quantidade maior de material. Nesta situação, a pressão crítica para que ocorra
formação de cavaco é menor, isto é, a formação de cavaco ocorre mais cedo (τµ menor). A força
total de retificação é menor, devido à menor força de atrito e deformação plástica, mas a rugosidade é maior (Morales, 2002). Embora a força total de retificação seja menor, a força por gume será maior. As vezes este esforço é maior que a resistência do aglomerante, então, pode ocorrer sua fratura. Então, quanto mais grosseiro for o dressamento maior é a probabilidade para ocorrer um desgaste macrogeométrico, portanto, maior desgaste de rebolo.
Note-se que o desgaste radial e de quina utilizando rebolos de carboneto de silício é menor, sob as mesmas condições. Isto se deve a que o abrasivo carboneto de silício é mais friavél que o óxido
de alumínio (IFSiC > IF Al2O3), isto é, existirá mais gumes no rebolo de carboneto de silício. A força
será distribuída em uma quantidade maior de gumes, portanto a força por gume será menor e existirá menor probabilidade de ocorrer fratura de ligante.
5. CONCLUSÕES
Conclui-se, baseado nos resultados obtidos, que no processo de retificação no qual foi utilizado rebolo de carboneto de silício (SiC) apresentou menor desgaste radial (maior relação G) e de quina,
comparado ao Al2O3, sob as mesmas condições.
O desgaste radial e de quina é maior quando a taxa de retificação é aumentada. Esta tendência é
válida para os dois tipos de abrasivos testados (SiC e Al2O3).
Resulta que o desgaste radial e de quina é menor quando o dressamento é feito com condições leves (dressamento fino). Esta tendência mostrou-se independente do abrasivo utilizado (SiC e Al2O3).
7. REFERÊNCIAS
KÖNIG, W., 1980, “Retificação, brunimento e lapidação”, Tradução de Walter Weingaertner, Ed. UFSC, Florianópolis, 342 p. 0 0,02 0,04 0,06 0,08 0,1 0,12 0,14 0 100 200 300 400 500 600 700
Volume usinado específico V'w
S u p e rf íc ie d e d e s g a s te n a q u in a 0 0,02 0,04 0,06 0,08 0,1 0,12 0 100 200 300 400 500 600 700 800
Volume usinado específico V'w
S u p e rf íc ie d e d e s g a s te d e q u in a A s k ( m m ) Su pe rfí ci e de d es ga st e de q ui na Ask (m m 2)
Volume usinado específico V’w (mm3/mm)
ad mm Sd mm/U 0.005 0.05 0.03 0.3 38A60 -MVH GGG70 vw = 0.6 (m/s) vs = 25 (m/s) q = -41.32 vf = 8(µm/s) Pfl = 3.20 (kg/cm2) Qfl = 24 (l/min) Ecocool MH 6000 (3%)
Volume usinado específico V’w (mm3/mm)
Su pe rfí ci e de d es ga st e de q ui na Ask ( m m 2)
Óxido de alumínio Carboneto de silício
S V
ad d S
MALKIN, S., 1989, “Grinding technology. Theory and aplications of machining with abrasives”, Society of Manufacturing Engineers, Michigan, 275p.
MORALES, A. R. T. “Análise e monitoramento da retificação do ferro fundido nodular com rebolos convencionais”, 2002. 127 f. Dissertação (Mestrado em Engenharia Mecânica) - Curso de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica, UFSC, Florianópolis.
OLIVEIRA, J. F. G. “Análise da ação do macroefeito de dressagem de rebolos no desempenho do processo de retificação”, 1988. 272 f. Teses (Doutorado em Engenharia Mecânica) – Curso de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica. Escola de Engenharia de São Carlos, São Paulo. SHAW, M., 1996, “Priciples of abrasive processing”, Oxford University Press Inc., England, 574 p. SNOYS, R.; PETERS, J., 1974, “The significance of chip thickness in grinding”, Annals of the
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WEAR ANALYSIS IN NODULAR CAST IRON GRINDING USING SiC AND AL2O3
GRINDING WHEELS
Alex R. Morales Taborga1, Jeshael D. Morales Taborga2, Walter L. Weingaertner3
Precision Mechanics Laboratory (LMP) – Santa Catarina Federal University (UFSC) (1) moralitos5 @yahoo.es, (2) denis1974@yahoo.com, (3) wlw@emc.ufsc.br
Abstract: The grinding wheel wear is a variable process. This variable allows to evaluate the
efficiency of grinding process. The wear mechanisms are: bond fracture, grain fracture and attritious. In order to grind steel with low percent of carbon is not used silicon carbide (SiC) grinding wheels. Although, it has more hardness than aluminum oxide (Al2O3) grinding wheels. This fact occurs because of the risk that diffusion may occur. This phenomenon causes abrasive grain weakening, therefore reducing their mechanical properties. In the nodular cast iron grinding this phenomenon should not occur, because of percent of carbon in the workpiece is relativity high. The objective of this work is to analyze the radial and corner wear making use of silicon carbide (SiC) an aluminum oxide (Al2O3) grinding wheels. Nodular cast iron GGG70 is used as workpiece. The grinding testes were carried out with the same grinding conditions for Al2O3 and SiC grinding wheels. It was also carried out testes to analyze the influence of dressing conditions and grinding material removal rate on radial and corner grinding wheel wear.
