Autorizada la entrega del proyecto al alumno: D. Luis Ángel Monterrubio Álvarez

EL DIRECTOR DEL PROYECTO D. Mariano Jiménez Calzado

Fdo.: ...............................................

Fecha: 16 / Junio / 2008

Vº Bº del Coordinador de Proyectos D. José Ignacio Linares Hurtado

Fdo.: ...............................................

Fecha: 03 / Julio / 2008

UNIVERSIDAD PONTIFICIA COMILLAS DE MADRID ESCUELA TÉCNICA SUPERIOR DE INGENIERÍA (ICAI) INGENIERO INDUSTRIAL

PROYECTO FIN DE CARRERA

ESTUDIO TÉCNICO Y ECONÓMICO PARA LA OPTIMIZACIÓN DEL PROCESO DE TALADRADO EN ACERO F-1140 MEDIANTE EL ANÁLISIS GEOMÉTRICO DE LA BROCA Y LA UTILIZACIÓN DE TÉCNICAS MQL

LUIS ÁNGEL MONTERRUBIO ÁLVAREZ

Madrid, Junio de 2008

Estudio técnico y económico para la optimización del proceso de taladrado en acero F-1140 mediante el análisis geométrico de la broca y la utilización de técnicas MQL

Agradecimientos Quiero expresar mi más sincero agradecimiento a todas aquellas personas e instituciones que han contribuido a la realización de este Proyecto Fin de Carrera. Inicialmente, y de manera muy especial, a mi Director de Proyecto, D. Mariano Jiménez Calzado, que siempre ha estado a mi disposición y me ha impregnado de conocimientos y predisposición al esfuerzo. No quiero olvidarme de D. Eduardo Castro Lázaro, Director Técnico de HPS Tools, S.L., por todas las facilidades que ha puesto a mi alcance, así como por su interés personal y trato cercano. Dado que el proyecto se ha llevado a cabo en las instalaciones del Departamento de Ingeniería Mecánica de la Escuela Técnica Superior de Ingeniería (ICAI), también deseo agradecer la disponibilidad de los medios del Laboratorio de Máquinas-Herramienta, así como del Laboratorio de Materiales. Éstos han hecho posible el alumbramiento del presente documento. Gracias.

Luis Ángel Monterrubio Álvarez

Estudio técnico y económico para la optimización del proceso de taladrado en acero F-1140 mediante el análisis geométrico de la broca y la utilización de técnicas MQL

Resumen El principal objetivo de este proyecto es verificar la validez de las condiciones de corte calculadas en base a recomendaciones de fabricantes para el taladrado en acero F-1140. Adicionalmente se pretender comparar la influencia en la vida de herramienta del caudal de lubricante utilizado en la aplicación de la técnica de lubricación por cantidades mínimas (MQL). El estudio se llevará a cabo en acero F-1140, aleación de especial importancia en la industria automovilística y agrícola. Asimismo, se pretende comparar la eficacia de la técnica MQL en la durabilidad de la herramienta, frente a la utilización de emulsión como refrigerante. Este proyecto pretende servir de ayuda para los usuarios de esta herramienta y de la técnica de lubricación en el mecanizado de acero F-1140, así como base para futuros estudios ampliados mediante el control de un mayor número de variables. En la primera parte del proyecto se realiza una tarea de investigación bibliográfica a través de la cual se estudian los fluidos de corte, se detallan las características a tener en cuenta en el mecanizado de acero, se plantean los sistemas de lubricación alternativos, y se describen los distintos fenómenos de desgaste que se producen en las herramientas durante el taladrado. En segundo lugar se procede a la experimentación basándose en las recomendaciones del instituto METCUT, así como en la norma ISO 8688 (Tool life testing in milling), donde se especifica el procedimiento a seguir para la realización de los ensayos y la obtención de resultados, en donde se estudiará la influencia del caudal de lubricante en la durabilidad de la herramienta y los parámetros de desgaste asociados. Finalmente se realiza una presentación de resultados acompañada por un amplio número de imágenes que facilitan la comprensión de los fenómenos de desgaste producidos y el alcance de los mismos.

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Estudio técnico y económico para la optimización del proceso de taladrado en acero F-1140 mediante el análisis geométrico de la broca y la utilización de técnicas MQL

Tras el análisis de los resultados, se presentan un conjunto de conclusiones que se desprenden de los datos experimentales obtenidos: •

En primer lugar, los resultados de los ensayos permiten determinar la validez de la

geometría de la broca experimentada para la operación de taladrado en acero F-1140, por comparación de duración de la herramienta respecto a otras de similares características, y en unas condiciones de corte superiores tanto en velocidad de giro como velocidad de avance. •

En segundo lugar, a tenor de los resultados obtenidos, se puede establecer la validez

del parámetro de fuerza de avance (Fz) para la estimación del desgaste de la herramienta mediante un análisis cualitativo. Observando la variación en el incremento del valor de Fz, éste muestra una clara aceleración cuando la herramienta se encuentra por encima del 80% de su vida útil. •

Otra importante observación llevada a cabo sobre los resultados es la poca influencia

sobre la potencia de corte Pc, en términos absolutos, de la componente que representa la fuerza de avance Fz. No obstante, como se ha hecho notar anteriormente, su estudio resulta fundamental para la determinación de una correlación entre dicho valor y la vida útil de la herramienta. •

Adicionalmente se puede determinar la validez de la técnica de lubricación por

cantidades mínimas (MQL) para realizar operaciones de taladrado sobre acero F-1140. •

Por otra parte, se observa la aparición de viruta corta quemada coincidiendo,

aproximadamente, con la aparición del chirrido constante en la operación de taladrado. Este fenómeno está asociado, tanto a la falta de lubricación en combinación con una alta velocidad de corte, como al desgaste del filo de la herramienta. •

Por último, analizando la evolución que presenta la potencia de corte durante el

ensayo, es reseñable hacer notar que su mayor aumento coincide con la finalización de la vida útil de la herramienta. Por tanto, este efecto permite establecer igualmente una correlación entre la evolución de la potencia de corte y la llegada al final de la vida útil de la herramienta. Luis Ángel Monterrubio Álvarez

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Abstract The principal objective of this project is to check the cutting conditions, calculated on the basis of manufacturer’s recommendations, in drilling on F-1140 steel. Additionally, it is supposed to compare the influence in tool life of the amount of lubricant used in the application of minimal quantities of lubrication (MQL). The study takes itself to drilling of F-1140 steel, which takes special importance in the aeronautical and agricultural industries. Likewise, it is supposed to compare the efficiency of the MQL technology in tool life, taking into consideration the utilization of emulsion as coolant. This project tries to be of help for users of this tool, and users of the MQL technology on drilling of F-1140 steel, as well as a base for future studies taking into account the control of a large number of variables. In the first part of the project a bibliographical investigation is performed through which the cutting fluids are studied; the characteristics are detailed bearing in mind the machining of steel; the alternative systems of lubrication and cooling are shown; and the different phenomena of wear that are produced in the tools during the drilling process are described. Secondly, one proceeds to the experimentation complying with METCUT Institute’s recommendations, as well as the ISO 8688 (Tool life testing in milling), where the procedure to follow for the performance of the tests and acquisition of the results is specified, in which the influence of the amount of lubricant in tool life and the associated wear parameters will be studied. Finally, the results are presented accompanied by a wide number of images that facilitate the comprehension and the scope of the wear phenomena that are produced. After the analysis of the results, a set of conclusions based on the data obtained from the experiment are put forth:

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•

First, it is possible to determine the validity of the geometry of the tested tool for

drilling operations on F-1140 steel by comparing the tool life obtained with other tools with similar characteristics, and in a higher cut conditions such as turning speed and feed rate. •

Secondly, according to the results obtained, we can establish the validity of the feed

force parameter (Fz) for estimating the tool wear through a qualitative analysis. Noting the change in the increased value of Fz, it shows a clear acceleration when the tool is above 80% of its useful life. •

Another important observation carried out on the results is the little influence on the

cut-off power Pc, in absolute terms, of the component represented by the feed force parameter (Fz). However, as has been noted previously, its study is essential for determining a correlation between that value and tool life. •

Additionally, it’s possible to determine the validity of MQL technology to perform the

drilling operations on F-1140 steel. •

Moreover, the emergence of short and burned chip has been observed coinciding,

approximately, with the appearance of constant chirping noise during the drilling operation. This phenomenon is linked both to the lack of lubrication in combination with a high-speed cutting as the wear of the edges of the tool. •

Finally, analysing the evolution featuring the power cut-off during the test, it is

remarkable to note that its biggest increase coincides with the end of the tool life. Therefore, this effect also makes it possible to establish a correlation between the evolution of the power cut-off and the arrival at the end of the tool life.

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ÍNDICE GENERAL

Lista de Símbolos. ……………………………………………………………………………...V Índice de Figuras. ……………………………………………………………………………..VII Índice de Tablas. ………………………………………………………………………………..X

CAPÍTULO 1: INTRODUCCIÓN. ……………………………………………………………..01 1.1. INTRODUCCIÓN. ……………………………………………………………….01 CAPÍTULO 2: OBJETIVOS. ………………………………………………………………….. 04 2.1. OBJETIVOS. ……..……………………………………………………………….05 CAPÍTULO 3: ESTADO DEL ARTE. ………………………………………………………... 06 3.1. LOS FLUIDOS DE CORTE. ......................................................................... 07 3.1.1. Tipos de fluidos de corte. ………………………………………............07 3.1.2. Taladrinas. ………………………………………………………………..07 3.1.3. Funciones de los fluidos de corte. …………………………………….. 10 3.1.4. Catalogación de los fluidos de corte. ………………………………. …10 3.1.5. Tipos de sistemas de lubricación. ………………………………… …..12 3.1.6. Alternativas a la utilización de fluido de corte convencional. … …….12 3.1.6.1. Mecanizado en seco. ………………………………………...… ..13 3.1.6.2. Técnica MQL con fluidos biodegradables y no tóxicos. …….. .16 3.1.6.3. Gases refrigerantes. ……………………………………………...18 3.1.6.4. Proceso Coldcut. ………………………………………………….19

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I

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3.2. SISTEMAS DE LUBRICACIÓN POR CANTIDADES MÍNIMAS (MQL). …. .21 3.2.1. Ventajas de utilización de la técnica MQL. …………………… ……...24 3.2.2. Sistemas de suministro. ……………………………………………… ...25 3.2.3. Lubricantes. ………………………………………………………………27 3.3. MECANIZADO DE ACEROS Y FUNDICIONES. ………………..………….. 28 3.3.1. Relación entre las fases presentes y su facilidad de mecanizado… 29 3.3.2. Mecanizado de aceros. ..………………………………………..…….. 31 3.3.3. Mecanizado de fundiciones. ……………………………………………32 3.3.4. Características de la aleación F-1140. ………………..………………34 3.4. DESGASTE DE HERRAMIENTAS. ……………………………………………36 3.4.1. Factores que actúan sobre el filo de corte. …………………………...37 3.4.2. Fenómenos básicos de desgaste. ……………………………………..39 3.4.2.1. Desgaste por abrasión. …………………………………………..40 3.4.2.2. Desgaste por difusión. …………………………………………...40 3.4.2.3. Desgaste por oxidación. …………………………………………41 3.4.2.4. Desgaste por fatiga (estático o dinámico). …………………….41 3.4.2.5. Desgaste por adhesión. ………………………………………….41 3.4.3. Clasificación de los tipos de desgaste. ………………………………..43 3.4.3.1. Desgaste de flanco de incidencia. ...……………………………44 3.4.3.2. Desgaste de cráter. ………………………………………………45 3.4.3.3. Deformación plástica. …………………………………………….46 3.4.3.4. Mellado. ……………………………………………………………47 3.4.3.5. Fisura térmica. …………………………………………………….48 3.4.3.6. Fisuras por fatiga mecánica. …………………………………….49 3.4.3.7. Astillado. …………………………………………………………...50 Luis Ángel Monterrubio Álvarez

II

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3.4.3.8. Fractura. …………………………………………………………...51 3.4.3.9. Filo de aportación (BUE). ………………………………………..52 3.4.4. Desgaste en herramientas de fresado y taladrado. ………………….53 3.4.4.1. Desgaste de la superficie de desprendimiento. ……………….53 3.4.4.2. Desgaste de la superficie de incidencia. ……………………….54 3.4.4.3. Tipos de desgaste en herramientas frontales. ………………...55 3.4.4.4. Criterios de duración de una herramienta. …………………….60 3.4.5. Duración o vida de la herramienta. ……………………………………61 3.4.5.1. Ecuación de Taylor básica y extendida. ………………………..62 3.4.5.2. Teoría de Kronenberg. …………………………………………...63 3.4.5.3. Teoría de Denis. …………………………………………………..66 3.4.5.4. Ensayos para la mejora de procesos. ………………………….68 3.5. ANÁLISIS DE LAS FUERZAS DE CORTE EN EL TALADRADO. …………70 3.5.1. Parámetros de corte en el taladrado. …………………………………70 3.5.2. Medición de las fuerzas de corte. …..…………………………………74 3.5.3. Análisis paramétrico de las fuerzas de corte. …………..……………80 CAPÍTULO 4: METODOLOGÍA EXPERIMENTAL. ………………………………………...84 4.1. METODOLOGÍA ADOPTADA. …………………….…………………………...85 4.1.1. Preparación de piezas de trabajo. ……………………………………..87 4.1.2. Elección de la herramienta. …………………………………………….88 4.1.3. Cálculo de condiciones de corte. ………………………………………89 4.1.4. Programación del centro de mecanizado. …………………………….91 4.1.5. Instalación y adaptación del equipo MQL. ……………………………94 4.1.6. Instalación y calibración de la mesa dinamométrica. …..……………96

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III

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4.1.7. Organización y realización de sesiones de taladrado. ……………...97 4.1.8. Mediciones de las fuerzas de corte. ……..…………………………….99 4.2. EQUIPOS. ……………………………………..………………………………...100 4.2.1. Centro de mecanizado. ………………………………………..………100 4.2.2. Equipo de MQL externo. ……………………………………………...103 4.2.3. Microscopio estereoscópico. ………………………………………….106 4.2.4. Durómetro. ……………………………………………………………….107 4.2.5. Sierra alternativa. ……………………………………………………….108 4.2.6. Mesa dinamométrica. …………………………………………………..109 4.3. MEDIDAS EXPERIMENTALES. ………………………………………..…….113 4.3.1. Medición de la fuerza de avance (Fz). ..………………………….….113 4.3.2. Medición del momento de corte (Mz). ……………………………....114 CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN. …………………………………………....116 5.1. OBTENCIÓN DEL VALOR DE VIDA DE HERRAMIENTA. ……..………...117 5.1.1. Evolución de las variables en los ensayos. ………………………....118 5.2. RELACIONES Y COMPARACIÓN DE RESULTADOS. …………………...122 CAPÍTULO 6: CONCLUSIONES Y TRABAJOS FUTUROS. …………………………...124 6.1. CONCLUSIONES. ……………………………………………………………...125 6.2. TRABAJOS FUTUROS. ……………………………………………………….127 ANEXO A: INFORMACIÓN GRÁFICA. ………………..………………………………….128 Bibliografía. …………………………………..………………………………………………136

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IV

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Lista de Símbolos α

Ángulo de incidencia de la herramienta de corte

β

Ángulo de filo de la herramienta de corte

λ

Ángulo de inclinación de la herramienta de corte

γ

Ángulo de desprendimiento de la herramienta de corte

ae

Profundidad axial de corte

ar

Profundidad radial de corte

BUE

Filo Recrecido

BUL

Capa Recrecida

CAM

Manufacturado Asistido por Ordenador

CF

Desgaste por fallo catastrófico

CH

Desgaste por Chipping

CH 1

Desgaste por Chipping uniforme

CH 2

Desgaste por Chipping no uniforme

CNC

Control Numérico Computerizado

CR

Desgaste por grietas

CR 1

Desgaste por grietas perpendiculares al filo de corte

CR 2

Desgaste por grietas paralelas al filo de corte

CR 3

Desgaste por grietas irregulares

CVB

Constante de duración de la herramienta a un desgaste dado

EDTA

Ácido etilendiaminotetraacético

FL

Desgaste por descascarillado

fz

Avance por diente

HR(A,B,C)

Dureza Rockwell (escalas A, B o C)

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V

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HV

Dureza Vickers

ISO

Organización Internacional de Estandarización

KT

Desgaste de la cara de desprendimiento

KT 1

Desgaste de cráter

MQL, MMS

Lubricación por Cantidades Mínimas

n

Constante de Taylor

PCD

Diamante Policristalino

Ra

Valor de rugosidad medio

T

Tiempo de duración de la herramienta

Tr

Tiempo de duración de la herramienta de referencia

TVB

Tiempo de duración de la herramienta a un desgaste dado

UNE

Una Norma Española

VB

Desgaste de flanco

VB 1

Desgaste de flanco uniforme

VB 2

Desgaste de flanco no uniforme

VB 3

Desgaste de flanco localizado

vc

Velocidad de corte

vr

Velocidad de corte de la herramienta de referencia

Z

Número de dientes de la herramienta de corte

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VI

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Índice de Figuras Figura 1

Detalle de herramienta con recubrimiento ……………………………………..14

Figura 2

Esquema de un sistema MQL interno ………………………………………….17

Figura 3

Esquema de un sistema MQL externo ………………………………………….18

Figura 4

Modelo de sistema de gas refrigerante de ITW Vortec ……………………….19

Figura 5

Parámetros de influencia en la vida de herramienta ………………………….22

Figura 6

Diagrama de comparación de costes…………………………………………...23

Figura 7

Boquilla de suministro de un sistema MQL externo …………………………..25

Figura 8

Herramienta apta para la lubricación interna …………………………………..26

Figura 9

Macho de roscar con lubricación interna ……………………………………….27

Figura 10

Diagrama Dureza – Temperatura de materiales de herramientas de corte...33

Figura 11

Diagrama Resistencia al desgaste – Tenacidad de materiales de herramientas de corte …………………………………………………………….34

Figura 12

Zona de influencia de los factores de desgaste ……………………………….38

Figura 13

Fenómenos básicos de desgaste ……………………………………………….39

Figura 14

Clasificación de los tipos de desgaste ………………………………………….43

Figura 15

Desgaste de flanco de incidencia ……………………………………………….44

Figura 16

Desgaste de cráter ………………………………………………………………..45

Figura 17

Deformación plástica……………………………………………………………...46

Figura 18

Mellado ……………………………………………………………………………..47

Figura 19

Fisura térmica ……………………………………………………………………..48

Figura 20

Fisuras por fatiga mecánica ……………………………………………………...49

Figura 21

Astillado …………………………………………………………………………….50

Figura 22

Fractura …………………………………………………………………………….51

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VII

Estudio técnico y económico para la optimización del proceso de taladrado en acero F-1140 mediante el análisis geométrico de la broca y la utilización de técnicas MQL

Figura 23

Filo de aportación (BUE) …………………………………………………………52

Figura 24

Desgaste en incidencia muy desarrollado en metal duro recubierto P35 …..54

Figura 25

Posibles desgastes en fresas frontales para ranurado ……………………….55

Figura 26

Desgaste uniforme de flanco (VB 1)…………………………………………….56

Figura 27

Desgaste de flanco no uniforme (VB 2) ………………………………………...56

Figura 28

Desgaste de flanco localizado (VB 3)…………………………………………...57

Figura 29

Desgaste de cráter (KT 1) ………………………………………………………..57

Figura 30

Chipping uniforme (CH 1) ………………………………………………………..58

Figura 31

Chipping no uniforme (CH 2) …………………………………………………….58

Figura 32

Descascarillado (FL) ……………………………………………………………...59

Figura 33

Tipos de grietas (CR) ……………………………………………………….…….59

Figura 34

Fallo catastrófico (CF) …………………………………………………………….60

Figura 35

Diagrama de vida de herramienta frente a vc con variación en el avance ….61

Figura 36

Gráfica de Denis. ……………………………………………………………..….67

Figura 37

Descomposición de la fuerza total de corte. ……………………………………76

Figura 38

Diagrama típico fuerza-tiempo (F-t) en un proceso de cilindrado. …………..79

Figura 39

Diagrama de flujo del desarrollo del proyecto. …………………………….….86

Figura 40

Pieza de trabajo después de una sesión de taladrado. ….……………….….87

Figura 41

Diagrama de flujo de la preparación de piezas de trabajo. ………………….88

Figura 42

Dimensiones de la broca HA3D*6-LK de HPS utilizada en el ensayo. ……..88

Figura 43

Broca HA3D*6-LK de HPS Tools. …………………..……………………….….89

Figura 44

Programación de las operaciones de taladrado con Catia V5 R15. …….….92

Figura 45

Agujeros generados por el programa diseñado para el ensayo. ……………93

Figura 46

Diagrama de flujo de la instalación del equipo de MQL. ………………….….94

Figura 47

Situación del equipo MQL en el centro de mecanizado. ………………….….95

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VIII

Estudio técnico y económico para la optimización del proceso de taladrado en acero F-1140 mediante el análisis geométrico de la broca y la utilización de técnicas MQL

Figura 48

Esquema de montaje para la medición de las fuerzas de corte. …………….96

Figura 49

Organización de las sesiones de taladrado. ………………………………….97

Figura 50

Centro de mecanizado Hartford HV-35. ……………………………………….100

Figura 51

Esquema en planta del centro de mecanizado Hartford HV-35. …………..102

Figura 52

Esquema del equipo MQL modelo Smart de Vogel. ………………………..103

Figura 53

Esquema de funcionamiento del equipo MQL modelo Smart de Vogel. ....105

Figura 54

Equipo MQL modelo Smart de Vogel. …………………………………….….105

Figura 55

Microscopio estereoscópico modelo SZH de Olympus. …………………….106

Figura 56

Durómetro Hoytom, tipo 1003 A. ……………………………………………...107

Figura 57

Sierra alternativa hidráulica SH260 del fabricante Sabi. ………………..….108

Figura 58

Medición de la fuerza de avance (Fz). ………………………………………..111

Figura 59

Esquema de planta de la mesa dinamométrica 9257B de Kistler. ………..111

Figura 60

Alzado y perfil de la mesa dinamométrica 9257B de Kistler. ……………….112

Figura 61

Esquema de conexión de la mesa dinamométrica 9257B de Kistler. …….112

Figura 62

Medición de la fuerza de avance (Fz). ………………………………………..114

Figura 63

Medición del momento de corte (Mz). ………………………………………..115

Figura 64

Evolución de las fuerzas de corte con emulsión al 6 %. …………………….119

Figura 65

Evolución de potencia de corte con emulsión al 6 %. ……………………….119

Figura 66

Vida de herramienta en taladrado de acero F-1140. ………………………..122

Figura 67

Comparativa vida de herramienta entre emulsión y MQL. ………………….123

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IX

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Índice de Tablas Tabla I

Clasificación y propiedades de los Aceites Puros …………………………….11

Tabla II

Clasificación y propiedades de los Fluidos Acuosos ………………………….11

Tabla III

Tipos de sistemas de lubricación ………………………………………………..12

Tabla IV

Composición de la aleación F-1140 ….………………………………………..35

Tabla V

Propiedades físicas de la aleación F-1140 ….………………………………..35

Tabla VI

Constantes modificadora KV para acero rápido. ……………………………….65

Tabla VII

Exponentes de la ecuación de Kronenberg (no férreos). …..………………..65

Tabla VIII

Valores de K para materiales no férreos. …………….………………………..65

Tabla IX

Características del centro de mecanizado Hartford HV-35. ……………… ..101

Tabla X

Placa de características del centro de mecanizado Hartford HV-35. ……..102

Tabla XI

Características del equipo MQL Smart de Vogel. ……………………….…..104

Tabla XII

Placa de características del equipo MQL Smart de Vogel. …………….…..104

Tabla XIII

Características de la sierra alternativa SH260 de Sabi. ……………….…...109

Tabla XV

Características de la mesa dinamométrica 9257B de Kistler. ……..….…...110

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Capítulo 1 Introducción

En este capítulo se va a tratar de situar de un modo muy breve el contexto de la realización del presente proyecto, explicar las tendencias que afectan al mundo del mecanizado en general, y más concretamente, a los sistemas de lubricación y refrigeración utilizados en el mismo.

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Estudio técnico y económico para la optimización del proceso de taladrado en acero F-1140 mediante el análisis geométrico de la broca y la utilización de técnicas MQL

1. INTRODUCCIÓN En el panorama industrial actual, los sistemas de fabricación se centran en obtener productos de gran calidad con unos costes y tiempos de producción adecuados a la demanda. La supervivencia de muchas empresas radica en el valor añadido que son capaces de aportar a sus productos. Los procesos de fabricación, para alcanzar los niveles de mejora deseados, se encuentran en constante evolución y de entre ellos, los procesos de conformado por eliminación de material, usualmente conocidos como procesos de mecanizado, son quizás los que más están evolucionando en la actualidad, debido a su versatilidad y amplia utilización. En los últimos años se está asistiendo a una constante innovación en lo referente a sistemas de producción, y dentro de ellos en los procesos de mecanizado. Muchos han sido los avances, pero podrían resumirse todos ellos en la idea común de acercarse de un modo más científico al mecanizado, es decir, fundamentado en el conocimiento profundo de los procesos y no solamente en la aplicación de esquemas de producción ya probados anteriormente. En este contexto se plantea la realización de este proyecto, que pretende ahondar en el conocimiento de una técnica de lubricación que puede transformar por completo, y de hecho ya lo está haciendo, el panorama industrial en cuanto al mecanizado se refiere. Esta nueva técnica de lubricación, conocida como lubricación por cantidades mínimas (MQL), se basa en la pulverización de una mínima cantidad de lubricante en forma de aerosol sobre la zona de corte. La aplicación de esta técnica se puede realizar externamente, como es objeto de análisis en el presente proyecto, mediante el suministro del lubricante arrastrado por un flujo de aire a presión a través de boquillas. Alternativamente, la técnica de lubricación por cantidades mínimas se puede aplicar internamente, esto es, realizando el suministro de aire y lubricante a través del husillo de la máquina y por el interior de la herramienta.

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Debido a las limitaciones temporales, el proyecto se acota a ensayar una operación común de taladrado en una aleación de hierro-carbono (acero F-1140) muy utilizada en piezas para maquinaria agrícola y para el automóvil en general. Se pretende, de esta forma, que los resultados en cuanto a caudal idóneo de lubricante MQL sean de utilidad en la industria del sector que se ha decidido por esta tecnología. La obtención de estos resultados se realizará mediante ensayos de vida de herramienta conforme a lo estipulado en las recomendaciones METCUT, e intentando obtener las conclusiones que permitan cumplir con los objetivos fijados para este proyecto.

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Capítulo 2 Objetivos

La fijación y persecución de unos objetivos concretos acotan la realización de cualquier proyecto de investigación. He aquí los objetivos que humildemente se van a tratar de alcanzar por el autor del presente proyecto, y que intentan cubrir tanto el área técnica como el plano de desarrollo personal.

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2. OBJETIVOS Los objetivos principales que motivan la realización de este proyecto se pueden resumir en los siguientes puntos: 9 Verificación de las condiciones de corte calculadas en base a recomendaciones de fabricantes de herramientas, en su aplicación al mecanizado con lubricación por cantidades mínimas (MQL). 9 Optimización de los parámetros de funcionamiento (caudal de lubricante, presión de trabajo, orientación de las boquillas, etc.…) del equipo de lubricación por cantidades mínimas (MQL) según el criterio de vida de la herramienta. 9 Validación de la geometría de la broca por comparación según el criterio de vida de la herramienta mediante la medición de las fuerzas de corte durante el ensayo. Además de contemplar los objetivos principales anteriormente enunciados, el presente proyecto recoge de igual modo una serie de motivaciones y objetivos que se podrían denominar secundarios por contenerse implícitos en la consecución del mismo, y que se resumen a continuación: 9 Profundización en el manejo de un centro de mecanizado con control numérico, así como de un sistema CAM (en este caso Catia V5 R15) para el desarrollo del programa de mecanizado. 9 Adquisición de los conocimientos teóricos necesarios para la elección del tipo de herramienta, condiciones de corte y estimación de vida de herramienta según métodos clásicos (Taylor), así como recomendaciones de los fabricantes. 9 Desarrollo personal en el ámbito de la investigación, y fomento del mismo entre el resto de alumnos.

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Capítulo 3 Estado del Arte

En este capítulo se realiza un recorrido por la situación actual en el mundo de los refrigerantes utilizados en el mecanizado, haciendo hincapié en la técnica MQL. Al mismo tiempo se descubren los factores determinantes en lo concerniente al mecanizado de acero, y se realiza un extenso repaso de los fenómenos y tipos de desgaste de las herramientas de corte.

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3. ESTADO DEL ARTE 3.1. LOS FLUIDOS DE CORTE Los fluidos de corte se utilizan en la mayoría de las operaciones de mecanizado por arranque de viruta. Estos fluidos, generalmente en forma líquida, se aplican sobre la zona de formación de la viruta, para lo que se utilizan aceites, emulsiones y soluciones. La mayoría de ellos se encuentran formulados en base a un aceite de base mineral, vegetal o sintético, siendo el primero el más utilizado, pudiendo llevar varios aditivos (antiespumantes, aditivos extrema presión, antioxidantes, biocidas, solubilizadores, inhibidores de corrosión...).

3.1.1. Tipos de fluidos Los principales tipos de fluidos de corte utilizados para el mecanizado son: 9 Aceites íntegros. 9 Emulsiones oleosas. 9 Soluciones semi-sintéticas. 9 Soluciones sintéticas. En la mayoría de los casos contienen aditivos azufrados de extrema presión, en un 70% de los casos parafinas cloradas, y cada vez más, aceites sintéticos (poliglicoles y ésteres). Es frecuente la adición de lubricantes sólidos como grafito, MoS2 o ZnS2.

3.1.2. Taladrinas Los tres últimos tipos mencionados anteriormente son soluciones acuosas diluidas al 3,5% como media, y reciben el nombre genérico de taladrinas. El pH de las mismas se sitúa en un ámbito ligeramente alcalino (pH 8-10).

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Las taladrinas pueden contener todas o parte de las sustancias que se enumeran a continuación: 9 Aceites minerales (de tendencias nafténica o parafínica). 9 Aceites animales o vegetales. 9 Aceites sintéticos (alquilbencenos…). 9 Emulgentes: -

Catiónicos.

-

Aniónicos (como Na2SO4).

-

No iónicos (como trietanolamina, poliglicoléter, alilfenol oxietilo…).

9 Inhibidores de corrosión: -

Nitritos (NaNO2, nitrito de diciclohexilamonio…).

-

Aminas (mono-bi-trietanolamina, ciclohexilamininas…).

-

Boratos (bacterioestático) y carbonatos.

-

Otros (ácido butilbenzoico…).

9 Bactericidas – fungicidas (como fenoles, formoles, pentaclorofenoles…). 9 Aditivos de extrema presión: -

Parafinas cloradas.

-

Aditivos sulfurados.

-

Aditivos fosforados (dialquilfosfato de cinc…).

-

Aceites minerales grasas, alcoholes…

9 Humectantes o estabilizantes (como poliglicoles, alcoholes y fosfatos de aminas). 9 Antiespumantes (siliconas como dimetilsiloxan). 9 Colorantes. 9 Acomplejantes (EDTA). 9 Metales pesados (molibdeno, cinc). Luis Ángel Monterrubio Álvarez

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Las taladrinas se presentan como concentrados que posteriormente son diluidos en el momento de su utilización con agua en proporciones entre un 1,5% y un 15% de volumen. Las taladrinas se pueden dividir en tres tipos: a) Las emulsiones de aceite (mineral, sintético o vegetal/animal) El concentrado se diluye al 4% como media (entre 2,5% y 15% según la clase) y contiene como base un 60% de aceites minerales, aproximadamente un 20% de emulgentes, un 10% de agua y un 10% de aditivos varios (anticorrosivos, bactericidas, aditivos de extrema presión). Su uso se extiende a operaciones en las que la función lubrificante de la taladrina es prioritaria como es la laminación, la extrusión, la deformación (estampación y embutido).Es frecuente el uso de las taladrinas más concentradas (15%) como protección de metales, es decir, para crear una capa protectora anticorrosiva sobre superficies metálicas. b) Las taladrinas semisintéticas El concentrado se diluye al 4% como media (entre el 1,5% y 5%) y contiene como base cerca de 20% de aceite mineral o sintético, un 30% de emulgentes, un 40% de agua y un 10% de aditivos varios (importante porcentaje de bactericidas). Su uso se extiende a operaciones en las que lubricación y refrigeración son importantes como es el mecanizado (taladrado, fresado...). c) Las taladrinas sintéticas El concentrado se diluye el 2,5% (entre el 1,5 y el 12%) y contienen además de 15% de anticorrosivos, hasta un 25% de humectantes (glicoles), etc. (facultativo). Un 10% de aditivos varios y un 50-75% de agua. Su uso se extiende a operaciones en las que la función refrigerante de la taladrina es prioritaria como el rectificado y la protección antioxidante.

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3.1.3. Funciones de los fluidos de corte a) Lubricación Reducir el coeficiente de fricción entre la herramienta y la pieza y entre la herramienta y la viruta que está siendo eliminada. b) Refrigeración El fluido debe eliminar el elevado calor que se produce en la operación de mecanizado. c) Eliminación de viruta El fluido debe retirar eficientemente la viruta lejos de la zona de operación para no interferir en el proceso y permitir la calidad superficial requerida. d) Protección frente a la corrosión El fluido acuoso podría oxidar y corroer la pieza, la herramienta o la máquina; para evitarlo las formulaciones incorporan protectores frente a la corrosión.

3.1.4. Catalogación de los fluidos de corte Los fluidos de corte son productos industriales regulados por la norma ISO 6743/7-1986 (E) que los cataloga como productos industriales ISO-L-M. (M - Familia Metalworking"). (L – Clase "Lubricants"). La mencionada norma divide los fluidos en dos categorías: 9 MH o Aceites Puros. 9 MA o Fluidos Acuosos. En las tablas I y II podemos apreciar la clasificación de los fluidos de corte (según ISO 6743/7-1986 (E))

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Código ISO-L

Tipo de Producto y principales propiedades

Aceites minerales o fluidos Otros sintéticos

Aceites Puros

Propiedades reductoras de la fricción

MHA

*

MHB

*

MHC

*

MHD

*

MHE

*

*

MHF

*

*

Propiedades Extrema Presión químicamente no activas

Propiedades Extrema Presión químicamente activas

No

* * * * *

MHG

*

Grasas

MHH

*

Jabones

Tabla I – Clasificación y propiedades de los Aceites Puros.

Código ISO-L

Tipo de producto y principales propiedades

Emulsiones

Fluidos acuosos

Micro emulsiones

Soluciones

Otros

Propiedades reductoras de la fricción

Propiedades Extrema presión

MAA

*

MAB

*

MAC

*

*

MAD

*

*

*

MAE

*

MAF

*

* y/o *

MAG

*

MAH

*

MAI

No

* y/o * *

Grasas Pastas

Tabla II – Clasificación y propiedades de los Fluidos Acuosos.

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3.1.5. Tipos de sistemas de lubricación En la tabla III se describen los tipos de sistemas de lubricación para centros de mecanizado en función del número de máquinas que se controlen y la filosofía de mantenimiento de cada emplazamiento. Asimismo, se enumeran las ventajas y desventajas de cada tipo en función del mantenimiento, economía, flexibilidad y riesgo de accidente.

VENTAJAS

INCONVENIENTES

• Menor riesgo de la pérdida de calidad de un baño. INDIVIDUAL

• Flexibilidad en el uso puntual de un fluido inhabitual en una máquina concreta.

• Mantenimiento laborioso de los baños. • Varios tipos de fluidos de corte en uso. • Posibilidad de frecuentemente desuso.

baños en

• Labores de mantenimiento y control simplificadas. • Unificación del tipo de fluido de corte en uso. CENTRALIZADO

• Toda la masa de fluido constantemente en movimiento y homogeneización. • Condiciones de compra ventajosas por cantidad.

• Riesgo grande. • Los periodos de cambio paralizan la producción.

más

Tabla III – Tipos de sistemas de lubricación.

3.1.6. Alternativas a la utilización de fluido de corte convencional En vista de los problemas ambientales y de salud para los operarios en contacto con los fluidos de corte, se viene prestando especial atención a la eliminación de los fluidos de corte de los procesos productivos o a remplazar sus bases lubricantes por otras biodegradables, no tóxicas y respetuosas con el medio ambiente. Actualmente bajo

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el término "biodegradable" se incluyen aceites vegetales, poliglicol éteres y ésteres sintéticos, y entre los ésteres, diésteres, polyol ésteres y fosfato ésteres. De hecho, el mecanizado en seco o con estos fluidos de corte alternativos, se ha convertido en tema prioritario de investigación en aquellos países de la UE donde los costes de gestión de los residuos encarecen notoriamente los procesos de fabricación con fluidos convencionales. La mayoría de ellos se están realizando en Alemania, liderados por empresas tan significativas como Bosch, BMW y Mercedes Benz. Sin duda la demanda de la sociedad por el respeto al medio ambiente afecta también a nuestra industria con una presión todavía incipiente pero sin duda creciente, por lo que conviene ir actualizando nuestros sistemas productivos a las nuevas exigencias. Se presentan cuatro alternativas a la utilización de los fluidos de corte convencionales: 9 Mecanizado en seco. 9 Técnicas MQL con fluidos de corte biodegradables y no tóxicos. 9 Gases refrigerantes. 9 Proceso Coldcut.

3.1.6.1. Mecanizado en seco El mecanizado en seco supone la eliminación completa del fluido de corte. De forma que cuando se desempeña un proceso de este tipo, se deben adoptar medidas para que las funciones que normalmente ejerce el fluido sean asumidas por otros medios. Para implantarlo se requiere realizar un profundo análisis de las condiciones límites de la operación en conjunción con el conocimiento detallado de las complejas interacciones asociadas al proceso, entre la herramienta de corte, la pieza a mecanizar y la máquina herramienta. Sobre esta base, se pueden identificar y adoptar medidas y soluciones para lograr implementar el mecanizado en seco. Luis Ángel Monterrubio Álvarez

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Los factores a los que se les otorga mayor influencia en el desgaste de la herramienta son la adhesión y la abrasión para velocidades de corte bajas y la difusión y la oxidación a altas velocidades y elevadas temperaturas de corte. En consecuencia, el material de la herramienta debe presentar baja tendencia a la adhesión con el material de la pieza así como elevada dureza y resistencia al desgaste a alta temperatura. Los materiales de herramientas actualmente disponibles, responden de desigual forma a las mencionadas características. Las herramientas recubiertas son ejemplo de materiales que permiten que el mecanizado en seco se extienda a áreas en las que los lubricantes se consideran actualmente como esenciales. Los avances en el campo de los materiales de corte están contribuyendo a la eliminación de los lubricantes, incluso en el caso de operaciones que se consideran extremadamente difíciles debido a la complejidad de la geometría de la herramienta y/o a la cinemática del proceso. En la figura 1 se aprecia en detalle la sección de la capa superficial de una herramienta recubierta, apta para su uso en mecanizado en seco.

Figura 1 – Detalle de herramienta con recubrimiento.

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Un tema estrechamente relacionado con el mecanizado en seco es la creciente substitución del rectificado por procesos de mecanizado con filos de corte geométricamente definidos (mecanizado duro). Mientras el uso de los fluidos de corte es esencial en casi todas las operaciones de rectificado, estas piezas templadas se pueden tornear en seco utilizando herramientas cerámicas. La energía mecánica introducida en el proceso de corte se transforma casi íntegramente en calor. Mientras en el mecanizado húmedo la mayor parte del calor del mecanizado es absorbido y extraído por el refrigerante, en el mecanizado en seco, la herramienta, la pieza y la máquina están sujetas a mayores niveles de tensión térmica, lo que puede traducirse en desviaciones dimensionales y de forma en las piezas. El diseño del proceso de mecanizado en seco debe tener muy en cuenta este aspecto. El nivel de precisión alcanzable de la pieza en condiciones de mecanizado en seco depende principalmente de la cantidad de calor que recibe y de sus dimensiones geométricas. Resulta esencial diseñar el proceso de corte de forma que minimice la cantidad de calor transferido a la pieza. En general, se puede decir que las operaciones de mecanizado en seco son siempre posibles cuando la pieza no requiere gran precisión dimensional de forma. Un factor secundario que ejerce influencia sobre la precisión de las piezas es el comportamiento de la máquina cuando no se usa refrigeración. La refrigeración además de extraer las virutas y limpiar los elementos de guiado también reduce la temperatura de los componentes de la máquina, lo que garantiza un mecanizado de precisión. Esta función no se cumple en el mecanizado en seco. Se necesitan tomar medidas especiales para garantizar que las virutas calientes se extraigan rápida y eficazmente de la zona de corte, y que se compense el calor introducido en los elementos de la máquina. Esto representa un desafío para los fabricantes de máquina-herramienta, desarrollar un concepto de máquina adaptado para cumplir con las necesidades específicas del mecanizado en seco. Los usuarios que tratan de invertir en una máquina deberían añadir la capacidad de mecanizar en seco a las especificaciones que reúne el fabricante.

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De hecho en la práctica, si el mecanizado en seco no ha desarrollado su potencial de forma significativa a pesar de la disponibilidad de materiales de herramienta eficaces, es debido a varios factores. Uno de éstos es seguramente que en muchas empresas, una gran parte de las piezas y materiales se mecanizan aplicando el criterio de la disponibilidad de máquinas. Otro es que el refrigerante en la mayoría de las máquinas se utiliza sin prestar atención al material, a la herramienta y al método de mecanizado. Aunque el refrigerante en muchos casos no es técnicamente necesario y tiene incluso un efecto adverso en el corte interrumpido, es a menudo útil para funciones secundarias como la extracción de virutas. En estos casos no es posible introducir la política del mecanizado en seco.

3.1.6.2. Técnica MQL con fluidos de corte biodegradables y no tóxicos Existen muchas operaciones en las que se viene utilizando este sistema de mecanizado con mínima cantidad de lubricante con fluidos de corte biodegradables y no tóxicos. Se conocen principalmente tres tipos diferentes de sistemas MQL: 9 Por una parte, se encuentran los sistemas de pulverizado a baja presión, donde el fluido de corte se introduce en una corriente de aire y se transmite a la superficie activa en forma de mezcla. Estos sistemas que se distinguen porque los flujos de lubricante son aproximadamente de 0.5-10 l/h se utilizan principalmente

para

emulsiones

y

producen

una

notable

atomización,

pudiéndose dosificar sólo de manera bastante tosca. 9 Un segundo tipo de sistemas (sistema de aire) utiliza bombas dosificadoras, las cuales alimentan mediante pulsos una cantidad determinada de fluido de corte que se aplica sobre la superficie activa sin aire, utilizándose sobre todo en procesos intermitentes. 9 El tercer tipo de sistemas de lubricación mínima es el más utilizado. En estos sistemas el lubricante se transporta a la boquilla mediante una bomba a través de un tubo de suministro. En la boquilla se mezcla con el aire y éste y el lubricante pueden ajustarse independientemente. Al mismo tiempo, la mezcla coaxial del lubricante y el aire en la boquilla evita la posible formación de nieblas. Luis Ángel Monterrubio Álvarez

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En este caso se recomienda el uso de aceites base no tóxicos de alta viscosidad con adaptaciones en el campo de los aditivos. La utilización de este tercer tipo de sistemas MQL representa una alternativa interesante que combina por una parte la funcionalidad del fluido de corte con un extremadamente bajo consumo de lubricante de 5-50 ml/h. Esta alternativa, que supone la mezcla de lubricante y aire, representa un paso intermedio entre el mecanizado en seco y la lubricación convencional. Si en la lubricación convencional se produce una inundación de fluido en la zona de mecanizado, los sistemas MQL humedecen estrictamente la zona de corte (herramienta-pieza-viruta) con muy poca cantidad de lubricante (que por consumirse en las operaciones de mecanizado no necesita la aditivación con conservantes, biocidas...).

Control y

Aire comprimido

Aerosol hacia el husillo

dosificación

Lubricante

Figura 2 – Esquema de un sistema MQL interno.

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En las figuras 2 y 3 se muestran, de un modo muy simplificado, los esquemas de funcionamiento de los sistemas MQL interno y externo respectivamente. Además se muestran detalles, tanto de los canales de lubricación en una broca apta para el sistema MQL interno, como la disposición de las boquillas en un sistema MQL externo.

Aire comprimido

Control y dosificación Tubo coaxial hacia la boquilla

Lubricante

Figura 3 – Esquema de un sistema MQL externo.

3.1.6.3. Gases refrigerantes Otra alternativa que puede emplearse como apoyo a un mecanizado en seco es la aplicación adicional de gases. Por ejemplo, el aire es un lubricante límite efectivo. También se han realizado algunos intentos para mejorar la capacidad refrigerante del aire mediante su enfriamiento. Gases como el argón, helio y nitrógeno se utilizan

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algunas veces para prevenir la oxidación de la pieza y las virutas, pero el alto coste de estos gases generalmente no los hace rentables para aplicaciones en la producción. Como variante de este sistema alguna documentación proveniente de Rusia revela el desarrollo de una técnica diferente, que mediante la ionización de aire presurizado aplicado en la zona de corte, pretende conseguir las propiedades que ofrecen los fluidos de corte; en la que el aire a presión cumple con las funciones refrigerantes y su ionización con las funciones lubricantes a través de la oxidación que produce en la zona puntual de mecanizado. En la figura 4 se representa el esquema de funcionamiento de un sistema de lubricación con gases refrigerantes, así como una imagen en un emplazamiento real.

Figura 4 – Modelo de sistema de gas refrigerante de ITW Vortec.

3.1.6.4 Proceso Coldcut El sistema Coldcut pretende eliminar la utilización de aceites de corte, taladrinas, etc, mediante su sustitución por aire frío y muy pequeñas cantidades de lubricantes de base vegetal/sintético no peligroso y con tendencia a biodegradarse. Esta tecnología aumenta la productividad del proceso, la vida de la herramienta de cortar, las tolerancias y la reducción de las temperaturas de la maquinaria.

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Este sistema utiliza el aire frío y un sistema de aplicación del lubricante de alta precisión. El aire frío reemplaza al agua o aceite utilizados como refrigerantes. La aplicación de este lubricante es ajustable entre cero y 113 gramos por cada ocho horas. Se estima que este proceso puede constituir una reducción del uso de aceites de corte y taladrinas de un 98% y la eliminación de aquellos particularmente tóxicos. El aire a temperatura ambiente fluye a través de un tubo "vortex" ("Hilch" o pistola de aire frío), que separa las moléculas de aire, generando aire frío en un extremo y aire caliente en el otro. El lubricante vegetal es almacenado en un tanque situado encima del aplicador. El lubricante se alimenta por gravedad en un compresor neumático, cuyo pistón controla el volumen del lubricante. El compresor se conecta con un reloj ajustable que controla el número de ciclos del compresor por minuto. El lubricante y el aire frío se transportan en tubos separados dentro de una manga que se comunica con la boquilla. En este punto, el aire frío y el lubricante se mezclan, y se aplica dicha mezcla sobre el área de contacto de la herramienta de cortar y la pieza. La boquilla debe de estar a menos de 2.5 cm de este área. El aceite de base vegetal es un fluido altamente lubricante que puede reducir significativamente la fricción durante el corte. Sin embargo, el lubricante se evaporará a la temperatura relativamente baja de 316 ºC. La utilización del aire durante el proceso de corte enfría la pieza y la herramienta, prolongando la vida del lubricante antes de que este se evapore. La cantidad de salida es tan pequeña que únicamente una parte residual se queda adherida sobre la pieza, mientras que la mayor parte es consumida durante el corte. Con los métodos tradicionales de rociado o inundación, mucho más lubricante se queda adherido a la pieza dificultando su limpieza posterior. Las virutas del proceso se encuentran secas y limpias, y por no contener contaminantes pueden venderse para su recuperación a un valor más elevado. En el proceso Coldcut se utilizan aproximadamente entre 28 y 57 gramos de lubricante cada 8 horas. Este lubricante de base vegetal reduce la fricción más eficazmente que los refrigerantes que utilizan como base agua o aceites minerales.

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3.2. SISTEMAS DE LUBRICACIÓN POR CANTIDADES MÍNIMAS (MQL) Un cambio en la conciencia medioambiental y el aumento de la presión sobre los costes de producción han obligado a las empresas industriales a plantearse el uso de los lubricantes/refrigerantes

convencionales

en

muchos

procesos

de

mecanizado.

Dependiendo del elemento a mecanizar, de la estructura de producción, y de la localización de la producción, los costes debidos al uso de lubricantes convencionales en los procesos de mecanizado suponen entre un 7% y un 17% del coste total del elemento manufacturado. Prescindiendo de los lubricantes convencionales y utilizando tecnología de mecanizado en seco o mínima cantidad de lubricante (MQL), los costes debidos a estos factores se pueden reducir drásticamente. Además de una mejora en la eficiencia del proceso de producción, este cambio tecnológico contribuye a la seguridad en el trabajo (reducción de emisiones susceptibles de inhalación por el operario) y protege el medioambiente reduciendo los residuos. La reducción de la exposición a lubricantes en el lugar de trabajo incrementa la satisfacción del operario y, por tanto, el resultado final de su trabajo. Por otra parte, una empresa puede sacar partido de este proceso en su producción con objetivos publicitarios, ofreciendo una mejor imagen en el mercado y beneficiándose de ello. Los mecanismos que comprenden el proceso de corte son el problema clave para desarrollar un proceso de mecanizado con lubricación por cantidades mínimas que sea seguro y económico. Para adoptar esta tecnología también es necesario considerar la geometría y material de la herramienta de corte, así como el equipamiento periférico (accesorios). Los responsables de aceptar esta tecnología e implantarla en sus empresas necesitan poseer previamente soluciones evidentes, fiables y que demuestren la superioridad de esta tecnología sobre la convencional. La puesta en práctica de la técnica de lubricación por cantidades mínimas no consiste en la simple reducción de la cantidad de lubricante/refrigerante aportada en el proceso. De hecho, el lubricante/refrigerante lleva a cabo importantes funciones durante el mecanizado, por lo que en su ausencia, otros elementos o procesos deben suplir sus funciones. Los lubricantes/refrigerantes reducen la fricción, y en consecuencia, la generación de calor, y la disipación de ese calor generado. Además, los fluidos

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lubricantes/refrigerantes son responsables de una variedad de funciones secundarias, pero no poco importantes, como la evacuación de viruta, mantener un campo de temperaturas uniforme sobre la pieza de trabajo y la herramienta, así como ayudar a conseguir el acabado deseado (rugosidad superficial, tolerancias dimensionales…).

Figura 5 – Parámetros de influencia en la vida de herramienta.

El sistema MQL, también denominado de micropulverización de lubricante, o MMS en alemán, funciona con aire a presión, inyectando la mezcla de aire y aceite pulverizado en la zona de corte. Su finalidad es minimizar el consumo de refrigerante/lubricante en el mecanizado. El interés por reducir los consumos de taladrinas se refleja en algunas referencias, donde se indica que el coste de la adquisición, sistema de filtrado, y eliminación de los refrigerantes tras su uso puede llegar a ser el 10% de los costes de producción. A esto se añade que los refrigerantes pueden provocar un elevado impacto ambiental. Por ambas razones se está tendiendo a mecanizar en seco, y si no es posible, a utilizar técnicas de mínimo consumo de refrigerante. Por tanto el MQL es una técnica dentro de la actual tendencia conocida como mecanizado ecológico o mecanizado ecoeficiente.

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AHORRO

CONSUMIBLES

TRABAJO

MANTENIMIENTO

INSTALACIÓN

DEPRECIACIÓN

SUMINISTRO AIRE

ELECTRICIDAD

Figura 6 – Diagrama de comparación de costes.

El fluido lubricante/refrigerante puede ser un aceite o éster, apropiado para uso general, o bien ser un alcohol, adecuado para el mecanizado de aluminio. En todo caso, se utilizan sustancias no tóxicas y biodegradables. En muchas operaciones de mecanizado, la lubricación por cantidades mínimas es la clave para el éxito del mecanizado en seco (near dry). Todos los componentes del sistema MQL deben estar coordinados de tal forma que permitan obtener unos resultados finales óptimos, tanto tecnológicamente como económicamente. El chorro de aire más refrigerante actúa de tres formas diferentes: 9 Eliminando el calor generado en el corte. Este hecho se produce por dos motivos, la convección producida por el aire inyectado, y la evaporación de parte del aceite inyectado absorbiendo el calor existente en la herramienta. 9 Reduciendo el rozamiento en la cara de desprendimiento, dado que las gotas de aceite son suficientemente pequeñas para inmiscuirse entre la viruta y herramienta, disminuyendo la fricción entre viruta y herramienta. 9 Evacuando la viruta debido al aire a presión. Este hecho se suele favorecer disponiendo el husillo en horizontal. De esta forma la viruta cae por gravedad. Luis Ángel Monterrubio Álvarez

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3.2.1. Ventajas de utilización de la técnica MQL Las ventajas de utilizar esta nueva técnica de lubricación respecto a la lubricación convencional son claras y entre ellas podemos destacar las siguientes: 9 La proporción de lubricante empleado con la técnica MQL en relación al volumen de piezas mecanizadas es menor que en el caso de lubricación convencional. 9 No existen gastos de mantenimiento, control, y eliminación de los fluidos de corte (no son necesarios los sistemas de recirculación de los fluidos), ya que son eliminados con la viruta, la pieza y por evaporación. 9 Las piezas mecanizadas se encuentran casi secas, por lo que en muchos casos no es necesaria una posterior operación de limpieza. 9 El bajo contenido de aceite residual sobre las virutas no es crítico para su reutilización. En consecuencia supone una menor cantidad de residuos y una notable reducción de costos. Desde hace varios años esta técnica está siendo aplicada satisfactoriamente en varios procesos de corte como son el corte con sierra y el conformado metálico. Cabe esperar por consiguiente que sus ventajas puedan aplicarse en el futuro a un mayor número de operaciones de mecanizado. Este sistema está dando buenos resultados en algunas empresas importantes como son WZL (Aachen), Bosch (Stuttgart), Universitat Stuttgart (Stuttgart) y Kennametal-Hertel obteniéndose resultados muy prometedores en algunas operaciones de mecanizado por arranque de viruta. En el diagrama de la figura 6 se puede apreciar el ahorro en cuanto a costes que supone la utilización de la técnica de lubricación MQL frente a la utilización de emulsiones en lubricación convencional.

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3.2.2. Sistemas de suministro Al realizar la lubricación por cantidades mínimas podemos distinguir entre la lubricación externa por medio de boquillas fijadas independientemente a la máquina, y la lubricación interna por medio de orificios a modo de canales incorporados en la propia herramienta. Cada uno de estos sistemas tiene sus propias áreas de aplicación preferentes. En las aplicaciones realizadas con lubricación externa, el aerosol es aplicado sobre la herramienta y la zona de trabajo mediante uno o más inyectores. El número de inyectores, su orientación y el tipo de aerosol generado, que depende de las características de la boquilla de salida, juegan un papel importante en la calidad final de la lubricación. Esta técnica se usa para operaciones de corte de material, ranurado, planeado, así como en operaciones de torneado. En operaciones de mecanizado como el taladrado o el escariado, la técnica de lubricación externa se restringe a operaciones con relaciones entre longitud y diámetro tales que l/d < 3. Para relaciones mayores, será necesario retirar la herramienta varias veces para que pueda ser lubricada, con el consiguiente incremento del tiempo total de mecanizado. La lubricación externa también puede ocasionar problemas cuando sea necesario realizar varias operaciones con herramientas de distinto diámetro y longitud, teniendo que recolocar las boquillas manualmente, o bien con la asistencia de algún sistema acoplado a la máquina que permita corregir la posición axial y radial de aquéllas, o hacerlas rotar un cierto ángulo.

MEZCLA DE ROCIADO MEZCLA DE PULVERIZACIÓN EFECTO VENTURI

Figura 7 – Boquilla de suministro de un sistema MQL externo.

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La lubricación interna, realizada a través del interior del husillo y la herramienta, es apropiada para operaciones de escariado y taladrado en profundidad, ya que nos asegura la presencia de lubricante en la zona de corte, por llegar a través de la herramienta. Por el mismo motivo, esta técnica es también apropiada para operaciones con herramientas con dimensiones muy diferentes. Otras ventajas adicionales de la lubricación interna se sustentan en la ausencia de errores por la posición de las boquillas, así como la posibilidad de integrar esta tecnología sin tener que utilizar tuberías ni accesorios externos que puedan resultar incómodos en la zona de trabajo.

Figura 8 – Herramienta apta para la lubricación interna.

En lo que respecta a la lubricación interna, podemos hacer una pequeña distinción entre sistemas de un canal, en donde la mezcla de aire y aceite recorre el interior del husillo y la herramienta hasta llegar pulverizada a la zona de corte, y sistemas de dos canales, donde el aire y el aceite discurren de forma independiente a través del husillo y herramienta, realizándose la mezcla en la salida de la herramienta. El requisito principal de cualquiera de los sistemas es que llegue a la zona de trabajo una cantidad de lubricante necesaria para realizar con éxito la operación de corte deseada. Luis Ángel Monterrubio Álvarez

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Figura 9 – Macho de roscar con lubricación interna.

3.2.3. Lubricantes En las operaciones de mecanizado convencional con aporte de fluido lubricante, éste se ha elegido siempre en base a su influencia en el proceso de corte. Un buen número de investigaciones se centran en evaluar el resto de características y propiedades de estos fluidos, y cobran gran importancia debido al creciente interés por el medio ambiente y al modo en que los fluidos de corte afectan al mismo. En el mecanizado con MQL, las características secundarias de los fluidos de corte tales como su capacidad de biodegradación, la estabilidad frente a la oxidación y al almacenamiento, son también muy importantes, ya que los lubricantes deben ser respetuosos con el medioambiente y estables químicamente durante su uso, debido al extenso periodo de almacenamiento provocado por su bajo consumo. La característica más importante de un lubricante en lo tocante al medioambiente es su capacidad de biodegradación. Generalmente, las bases activas de Luis Ángel Monterrubio Álvarez

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los fluidos de corte son aceites minerales o alcoholes, y ambas no son muy biodegradables. Los lubricantes con aceites vegetales como base activa sí resultan muy biodegradables, y se tiende a su uso para aplicaciones con MQL. La capacidad de biodegradación de los ésteres sintéticos tiene un rango muy amplio, en función de su estructura molecular, siendo los de mayor capacidad los monoésteres y los diésteres. Cuando se utiliza la lubricación por cantidades mínimas el lubricante se puede adherir a las superficies del interior o exterior de la herramienta y de la máquina formando una fina película de aceite. El lubricante debe ser capaz de resistir el proceso de oxidación al que se expone por formar esta fina capa adherida a las superficies de la zona de trabajo. Para ello se realiza un test en el que se somete una fina capa de lubricante a una temperatura de 70 ºC durante 170 horas.

3.3. MECANIZADO DE ACEROS Y FUNDICIONES Las aleaciones de hierro, es decir el acero y las fundiciones, siguen siendo el principal material utilizado en la industria. Su mecanizado ha sido objeto de estudios desde hace más de 150 años. A ello se dedica este apartado, pero partimos de que los aceros y fundiciones son un grupo extraordinariamente amplio, con muy diversas propiedades. Ciertamente, decir “acero” es solamente decir “una aleación de hierro y carbono”, englobando desde los muy dúctiles y blandos, a los aceros templados. Se establece de partida la siguiente división aproximada: 9 Fundición: aleaciones Fe-C que no se prestan prácticamente a la deformación plástica, con un contenido de carbono superior al 2% en peso. 9 Acero: aleaciones Fe-C que se prestan a la deformación plástica, con un contenido de carbono igual o inferior al 2% en peso. Sin embargo, los aceros al cromo pueden tener un contenido de carbono más elevado.

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3.3.1. Relación entre las fases presentes y su facilidad de mecanizado El término acero engloba materiales de muy diferente naturaleza y propiedades, por lo que comenzaremos con estudiar cómo influye cada una de las fases constituyentes en la maquinabilidad. La maquinabilidad de las fundiciones de hierro y de los aceros, al igual que el resto de sus características mecánicas, depende de la presencia de las diferentes fases en su microestructura, y en qué proporción se encuentran presentes en cada material concreto. A la hora de evaluar la maquinabilidad de las fundiciones y aceros se debe evaluar simultáneamente su dureza, tenacidad y su microestructura. El diagrama de hierro-carbono se encuentra disponible en todos los libros de materiales y en numerosos documentos en la web, por lo que no lo repetiremos aquí. Veamos cada una de las fases separadamente y sus problemas de maquinabilidad. 9 Ferrita: es la fase α de la disolución Fe-C y tiene estructura BCC (Cúbica Centrada en las Caras). Es una composición típica de aceros de muy bajo contenido en carbono y también forma parte de la estructura perlítica. En las fundiciones es, con la excepción del grafito, la fase menos dura y más dúctil. La incorporación de silicio a las fundiciones provoca un endurecimiento de esta fase, aunque en las proporciones de 1 a 3% no tiene influencia en la vida de la herramienta. La ferrita puede provocar filo de aportación a velocidades de corte bajas. 9 Perlita: es una fase normalmente presente en las fundiciones de dureza y resistencia medias. Presenta láminas alternas de dos fases simples: ferrita α y cementita Fe3C, en una relación de espesores de 8 a 1. Sus propiedades son intermedias entre la blanda y dúctil ferrita y la dura y frágil cementita. Según se obtenga por transformación a diferentes temperaturas se distinguen dos tipos: perlita gruesa (a más de 650ºC) y perlita fina (menos de 630ºC). El tipo fino es más duro y resistente que el tipo grueso; así por ejemplo, en 0,6% de C (lo que equivales a 9% de Fe3C), la perlita fina presenta una dureza de 230 HBN frente a los 190 HBN de la gruesa. En el tipo fino, la presencia de superficies límites de Luis Ángel Monterrubio Álvarez

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fase sirven de barrera natural a las dislocaciones originadas en las grandes deformaciones producidas por la intensa cizalladura del proceso de corte. Como el tipo fino presenta un mayor número de superficies su maquinabilidad es menor que el tipo grueso, con una menor vida de herramienta. 9 Martensita: es la fase más dura en aceros y fundiciones, aunque también la más frágil. La martensita obtenida directamente tras el temple es muy frágil, por ello, y con el fin de aumentar su tenacidad y ductilidad, tras el temple se suele recurrir a un tratamiento térmico de revenido. En este tratamiento se somete al elemento previamente templado a una temperatura menor que la eutectoide (entre 250 y 650ºC). De esta forma, la martensita monofásica BCT (Tetraédrica Centrada en el Cuerpo) sobresaturada de carbono, se transforma en una microestructura formada por partículas de cementita (Fe3C) distribuidas de forma uniforme en una matriz ferrítica, siendo esta estructura denominada martensita revenida. Ésta es casi tan dura como la martensita inicial, pero más dúctil y tenaz. Un exceso de revenido puede conducir a que degenere dando lugar a esferoidita. 9 Esferoidita: también denominada cementita globular o cementita esferoidal. Tal y como se ha comentado en el párrafo anterior, el exceso de revenido provoca que la cementita se agrupe en nódulos, disminuyendo las superficies límites y, por tanto su resistencia, además del efecto barrera de las dislocaciones. Por ello su mecanizado es sencillo y cercano al de la ferrita. 9 Cementita y otros carburos: la cementita es un carburo Fe3C y forma parte de la perlita, cuyo papel ya se ha comentado. Si junto a otros carburos formados con elementos aleados (cromo, cobalto, manganeso, vanadio, molibdeno) llegan en forma libre a un 5% en peso dentro de la matriz, su efecto en la disminución de la vida de herramienta es decisivo, sobre todo si se encuentran embebidos en una matriz perlítica. Es habitual encontrar carburos en los bordes de las fundiciones, donde las solidificaciones ocurren muy rápidas. La formación de carburos es parte esencial de los tratamientos de endurecimiento por precipitación y envejecido. 9 Austenita: aparece en aleaciones con altos contenidos en níquel, lo que aumenta su resistencia a altas temperaturas. La austenita tiene una dureza Luis Ángel Monterrubio Álvarez

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parecida a la ferrita, aunque la presencia de elementos de aleación conduce a la aparición de carburos en su seno, que poseen un carácter muy abrasivo. Además tiene gran tendencia al endurecimiento por deformación en frío, por lo que su mecanizado provoca capas superficiales endurecidas, muy nocivas para la herramienta de corte en pasadas posteriores. Ésta es la razón por la que los aceros inoxidables austeníticos son muy difíciles de mecanizar, y sin embargo los inoxidables ferríticos se mecanizan de forma sencilla.

3.3.2. Mecanizado de aceros El mecanizado de aceros es sin duda el campo donde más se ha trabajado y escrito desde hace 150 años. En numerosos documentos, tanto libros de texto como manuales de datos de herramientas e informes de usuarios, se encuentra especialmente detallada la tecnología referente a su mecanizado. Fuentes clásicas son el METCUT y el volumen Machining de ASM, que se encuentran descritos en la bibliografía. Por este motivo no vamos a explicar aquí lo allí recogido referente a las ideas básicas del mecanizado y nos centraremos en los últimos avances. Éstos proceden de las prestaciones de las nuevas herramientas de corte y sus recubrimientos, y del mejor diseño de la geometría de las mismas. Destacan dos aspectos del problema: -

Los aceros poseen muy diferentes características en cuanto a sus propiedades mecánicas, y no podría ser de otra manera en cuanto a su maquinabilidad, dado que es una magnitud primordialmente (aunque no exclusivamente) mecánica. La presencia de mayor o menor porcentaje de carbono influye directamente en sus fases constituyentes. Así, los bajos contenidos favorecen la presencia de ferrita, mientras que los elevados contenidos hacen que aumente la perlita. Por tanto y siempre pensando que se trata de una afirmación aproximada, se puede considerar que a mayor contenido en carbono, menor maquinabilidad.

-

Los componentes de aleación actúan por lo general provocando la aparición de partículas duras del tipo nitruros y carburos, que provocan el desgaste de las herramientas.

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Desde una perspectiva histórica, en un principio los aceristas se preocuparon por las propiedades físicas y mecánicas de sus aceros y más tarde de la resistencia a la corrosión. En lo que respecta a la maquinabilidad hasta hace relativamente poco se trataba de un aspecto bastante secundario. Sin embargo, los aceros inoxidables y en particular los austeníticos eran muy difíciles de mecanizar. Surgió entonces interés por parte de los fabricantes del material por mejorar este aspecto, que ya preocupaba desde antaño a los mecanizadores. La investigación sobre aceros de alta maquinabilidad es un tópico habitual en los proyectos de desarrollo de las empresas productoras de aceros, dado que pequeñas variaciones en la composición del acero pueden presentar mucha influencia en el abaratamiento de los costes de producción. Sobre todo en aquellos aceros destinados a la producción de componentes no críticos, y de decoletaje (alta producción de componentes de pequeño tamaño, en líneas en serie).

3.3.3. Mecanizado de fundiciones En un sentido general podemos decir que las fundiciones poseen una maquinabilidad de tipo medio en comparación con otros materiales. Pero se debe matizar esta afirmación según el tipo de fundición aludida. Las fundiciones se definen como aleaciones de hierro-carbono con un porcentaje superior al 2,1% de carbono, siendo habitual entre el 3 y 4,5%. Su temperatura de fusión es relativamente baja, entre 1100 y 1320ºC, presentando una buena colabilidad. La adición de silicio y la reducción de la velocidad de enfriamiento provocan que parte del carbono aparezca en forma de grafito, pasando parte de la cementita (Fe3C) a fase ferrita y a grafito libre. Se distinguen los siguientes grupos: 9 Fundición gris: Se denomina así porque las secciones de rotura presentan este color. Su microestructura muestra láminas de grafito en matrices de tipo ferrítico, perlítico o martensítico. La existencia de láminas de grafito las hace frágiles y poco resistentes a la tracción, dado que las láminas actúan como puntos de concentración de tensiones. Sin embargo, a compresión poseen gran resistencia

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y ductilidad. Si a esto sumamos que presentan un gran amortiguamiento estructural ante la propagación de vibraciones originado por el rozamiento de las escamas de grafito con la matriz, se entiende su extenso uso en bancadas de máquina y elementos que trabajan bajo continuos golpes. Estas fundiciones son muy utilizadas, siendo de especial interés la denominada GG25 – norma DIN (o ASTM A48-No35B) y la GG40 (ASTM A48-No55B). 9 Fundiciones dúctiles o esferoidales: En estas fundiciones el grafito se encuentra en forma nodular, embebido en una matriz de ferrita, perlita o martensita. En general, este tipo de fundiciones es más resistente y dúctil que las grises, al no existir el problema de la concentración de tensiones. Sin embargo, poseen conductividad térmica y amortiguamiento inferiores a las laminares. Son de especial interés los tipos GGG70 norma DIN (ASTM A536 100-70-03) y GGGNiCr20 (ASTM 536 tipo 2). 9 Fundiciones maleables: Las fundiciones bajas en carbono y silicio enfriadas de forma rápida presentan cementita en lugar de grafito, dando lugar a la denominada fundición blanca, muy dura y frágil. La figura 10 muestra un diagrama que relaciona la dureza en función de la temperatura para cada material de herramienta.

Figura 10 – Diagrama Dureza – Temperatura de materiales de herramientas de corte.

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Por otra parte, la figura 11 muestra un diagrama que relaciona la resistencia al desgaste en función de la tenacidad para cada material de herramienta.

Figura 11 – Diagrama Resistencia al desgaste – Tenacidad de materiales de herramientas de corte.

3.3.4. Características de la aleación F-1140 La aleación F-1140 es un acero al carbono y por tanto, muy poco aleado. Cuanto más carbono tiene es más duro y menos soldable, pero también es más resistente a los choques. Las aleaciones F-1140 son aceros aptos para tratamientos térmicos que aumentan su resistencia, tenacidad y dureza. En estado templado tiene alta dureza y buena tenacidad, y es apto para temple superficial. Son los aceros que cubren las necesidades generales de la Ingeniería de construcción tanto industrial como civil y comunicaciones. Piezas de alta dureza y buena tenacidad (manivelas, chavetas, ejes, cigueñales, bielas, engranajes, espárragos, etc.).

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Sus principales elementos aleantes se describen en la tabla IV:

Elemento

Mínimo (%)

Máximo (%)

Carbono (C)

0,43

0,50

Silicio (Si)

0,15

0,40

Manganeso (Mn)

0,60

0,90

Fósforo (P)

0,03

0,035

Azufre (S)

0,03

0,035

Cromo (C) + Níquel (Ni) + Molibdeno (Mo)

0,50

0,63

Tabla IV – Composición del acero F-1140.

Se ofrecen en la tabla V las propiedades físicas de la aleación F-1140:

Propiedades Densidad (g/cm3)

Valor 7.87

Dureza (Rockwell B)

90

Tensión de rotura (MPa)

710

Elongación en rotura (%)

>15

Módulo de elasticidad (GPa)

200

Coeficiente de Poisson

0,29

Resistividad eléctrica (ohm-cm)

1.62e-005

Conductividad térmica (W/m-K)

51.9

Coeficiente de dilatación (µm/m-ºC)

11.2

Tabla V – Propiedades físicas de la aleación F-1140.

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3.4. DESGASTE DE HERRAMIENTAS Todas las herramientas de corte se desgastan durante el mecanizado y tal desgaste sigue hasta que sobreviene el final de la vida del filo. La vida de un filo se mide en minutos. Este es el tiempo productivo disponible durante el cual el filo mecanizará piezas que serán aceptables dentro de unos parámetros establecidos para las mismas. Los parámetros que se manejan para su determinación son, principalmente, el acabado superficial y la precisión dimensional de la pieza, el patrón de desgaste de la herramienta, formación de la viruta y la vida de filo prevista. Cada uno se aplica dependiendo del tipo de operación a realizar, acabado o desbaste, y con frecuencia también la cantidad de controles manuales que se realicen. En operaciones de acabado, se considera inservible el filo de corte, cuando el acabado superficial en la pieza deja de cumplir las exigencias previstas. No es necesario un gran desgaste, basta a veces con una pequeña parte desgastada del pico de la plaquita para tener la necesidad de cambiar a otro nuevo filo. En una operación de desbaste, el desgaste producido en el filo se manifiesta en una longitud de arista mayor y puede tolerarse un considerable desgaste mayor, puesto que no hay unas exigencias estrechas de precisión dimensional ni acabado superficial. La vida de herramienta puede estar limitada también cuando el filo pierda la capacidad del control de viruta, o cuando el patrón de desgaste esté en una etapa en donde el riesgo de rotura del filo sea inminente. La selección de la herramienta de corte correcta es esencial para llevar a cabo una máxima productividad durante el mecanizado. Es especialmente importante la elección del material de la herramienta y la geometría de corte. Sin embargo, si el equipamiento es correcto y las condiciones de mecanizado no son las adecuadas, especialmente en cuanto a datos de corte se refiere y estabilidad general, no se alcanzará la vida óptima del filo de corte. Vibraciones y falta de rigidez en los portaherramientas y en la sujeción serán el final prematuro de muchos filos de corte.

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Con todas las condiciones correctas para la operación, puede obtenerse un considerable aumento de la productividad combinando con precisión la calidad y la geometría del filo junto con los datos de corte. El desgaste de la herramienta es inevitable y como tal no resulta un proceso negativo. Y no lo es dependiendo de cuándo y cómo se produce. Cuando un filo ha cortado una considerable cantidad de material de pieza, durante un tiempo aceptable, esto es por supuesto un proceso positivo. Solo cuando se produce prematuramente la destrucción del filo o la fractura de la herramienta ha lugar a una consideración de tipo negativo.

3.4.1. Factores que actúan sobre el filo de corte El desgaste de la herramienta es el producto de una combinación de gran cantidad de factores actuando sobre el filo de corte. La vida o duración del filo está en función de diversas fuerzas o cargas, las cuales contribuyen a deformar la geometría de corte. El desgaste es el resultado de la interacción entre la herramienta, el material a cortar y las condiciones del mecanizado. Los principales factores que actúan sobre la herramienta son del tipo siguiente: 9 Mecánico (A). 9 Térmico (B). 9 Químico (C). 9 Abrasivo (D). En la figura 12 se sitúan las zonas más afectadas por cada factor anteriormente enunciado. Aparte de los componentes estáticos de la acción mecánica, hay varios de tipo dinámico consecuencia del proceso propio de formación de la viruta; también otros más destacados como la profundidad variable, el corte ininterrumpido, etc… Luis Ángel Monterrubio Álvarez

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El corte de material genera gran cantidad de calor, principalmente en la cara de la viruta y en el flanco o cara de incidencia de la plaquita. La acción térmica es considerable sobre el material de la herramienta y en algunas operaciones, tales como el fresado, también influye un factor dinámico cuando los filos de corte entran y salen del material de la pieza. El proceso de formación de viruta significa que el material desprendido de la pieza forma un flujo continuo que es forzado bajo una gran presión y temperatura sobre el material de la herramienta. Las zonas de producción forman un ambiente favorable para la difusión y reacciones químicas de los materiales.

Figura 12 – Zona de influencia de los factores de desgaste.

Se producen varios tipos de partículas duras en la mayoría de los materiales de piezas comparables en dureza a la de los materiales que componen la propia herramienta. Son por tanto elementos que ejercen un efecto de desgaste por abrasión sobre la herramienta. Aún cuando esas inclusiones o partículas de corteza no arranquen gran cantidad de material, el continuo paso de todo el material de la pieza y el borde de la corteza de la misma pasando sobre el filo de corte hacen que tenga lugar el desgaste por abrasión en las proximidades del mismo. Luis Ángel Monterrubio Álvarez

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3.4.2. Fenómenos básicos de desgaste Como resultado de los factores que actúan sobre el filo de corte durante el mecanizado, el metal de corte se ve dominado por algunos mecanismos o fenómenos básicos de desgaste. La propiedad del material de la herramienta para resistir las acciones destructoras, determinará cómo será afectado el metal de corte por el mecanismo o fenómeno de desgaste. La figura 13 hace un pequeño resumen de los fenómenos básicos de desgaste, siendo éstos: 1. Abrasión. 2. Difusión. 3. Oxidación. 4. Fatiga. 5. Adhesión.

Figura 13 – Fenómenos básicos de desgaste.

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3.4.2.1. Desgaste por abrasión El desgaste por abrasión es muy común y causado principalmente, aunque no completamente, por la partículas duras del material de la pieza. Esto es similar a las operaciones de afilar, donde las partículas duras circulan entre las superficies de la pieza y la herramienta. Esta es la consecuencia de la acción mecánica sobre la plaquita de corte, dando como resultado el desgaste de la misma en la cara de incidencia o flanco del filo La propiedad del filo para resistir el desgaste por abrasión está fuertemente en relación con su dureza. La densidad del material de la herramienta está formada por el empaquetado de partículas duras que resistirán la acción del desgaste por abrasión, pero quizá no estén suficientemente equipadas para hacer frente a otros factores que actúan también durante el mecanizado.

3.4.2.2. Desgaste por difusión El desgaste por difusión está más afectado por la acción química durante el proceso de corte, las propiedades químicas del material de la herramienta y la afinidad de éste con el material de la pieza decidirán el desarrollo del fenómeno del desgaste por difusión. La dureza del material de la herramienta no afectará demasiado al proceso. La relación metalúrgica entre los materiales determinará la magnitud del fenómeno de desgaste. Algunos de los materiales de las herramientas de corte son inertes, frente a la mayoría de los materiales de piezas, mientras que otros mantienen una gran afinidad con algunos de estos. El metal duro y el acero presentan una gran afinidad entre sí, favoreciendo entre ellos el desarrollo del fenómeno de desgaste por difusión. Esto da como resultado la formación de un cráter sobre la cara de desprendimiento de viruta de la plaquita de corte. El fenómeno es muy dependiente de la temperatura y es hasta ahora el más grande a altas velocidades de corte. Durante el mismo, tiene lugar un intercambio atómico en dos sentidos opuestos, transferencia de ferrita desde el acero al material de

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la herramienta, y carbono, menudo y ágil para moverse entre el hierro, que se difunde dentro de la viruta.

3.4.2.3. Desgaste por oxidación Altas temperaturas y la presencia de aire significan oxidación para la mayoría de los metales aunque los óxidos sean bastante diferentes. El tungsteno y el cobalto forman películas porosas de óxido, las cuales son más fáciles de eliminar con la viruta. Algunos óxidos como el de aluminio, sin embargo, son mucho más resistentes y duros. Algunos materiales de corte, por tanto, son más propensos que otros al desgaste debido a la oxidación. Especialmente en la parte entre caras del filo y la viruta, en donde una fina y ancha viruta (función de la profundidad de corte) permite el acceso del aire hasta el proceso de corte. La oxidación provoca las típicas mellas, que se forman en el filo, pero son un fenómeno poco común en el mecanizado actual.

3.4.2.4. Desgaste por fatiga (estático o dinámico) El desgaste por fatiga es frecuentemente una combinación termomecánica. La fluctuación de la temperatura y la acción alternativa de las fuerzas de corte pueden originar en los filos el agrietamiento y la rotura. La acción del corte intermitente conduce a generar continuamente calentamientos alternativos que provocan choques térmicos en los filos de corte. Algunos materiales de herramienta son más sensibles que otros a la fatiga mecánica. La fatiga mecánica pura puede provenir también de las fuerzas de corte, siendo a veces bastante alta para la resistencia del filo de corte. Esto puede provenir de materiales de pieza duros o muy tenaces, muy altas gamas de avances o cuando el material de la herramienta no es lo suficientemente duro. Sin embargo en estos casos predomina la deformación plástica.

3.4.2.5. Desgaste por adhesión El desgaste por adhesión, también conocido como desgaste por agotamiento, ocurre principalmente con bajas temperaturas en la cara de la viruta que fricciona sobre

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la herramienta, cuando se está mecanizando. Puede tener lugar con materiales de pieza de viruta larga como con los de viruta corta (acero, aluminio y fundición). Este fenómeno a menudo conduce a la formación de un falso corte superpuesto por aportación entre la viruta y el filo. Es una estructura dinámica, con capas sucesivas de material de las virutas soldadas y endurecidas, llegando a ser parte del corte. El filo de aportación (BUE) puede desaparecer y volver a construirse de nuevo o desprenderse y hacer que el filo de corte se rompa poco a poco en pequeños trozos o fracturarlo totalmente. Algunos materiales de corte son más propensos que otros a que se les produzca esta soldadura por presión. Cuando se alcanzan las altas temperaturas de corte, se dan las condiciones apropiadas para que el fenómeno desaparezca. Cierto intervalo de temperaturas incrementan la afinidad entre los materiales de la herramienta y la pieza, y la acción de las fuerzas de corte se combinan para crear el fenómeno de desgaste por adhesión. Cuando se mecanizan materiales de autotemple por deformación, como por ejemplo aceros inoxidables austeníticos, este fenómeno de desgaste conduce al rápido desgaste local en el límite máximo de la profundidad de corte. Este es el tipo más común de desgaste de mella y también unido a la afinidad entre los materiales de herramienta y pieza. Esta combinación de fenómenos básicos ataca el material original y la forma del filo a lo largo de una pequeña porción en el corte, dependiendo principalmente de las propiedades del material de la herramienta. Estos mecanismos de desgaste afectarán a: 9 Dureza. 9 Resistencia – tenacidad. 9 Estabilidad química. 9 Difusión térmica – conductividad. 9 Expansión térmica. 9 Inactividad superficial. 9 Filo adherido. Luis Ángel Monterrubio Álvarez

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3.4.3. Clasificación de los tipos de desgaste La clasificación de los tipos de desgaste de herramienta ha sido desarrollada para formar una importante base con el fin de fijar las operaciones de mecanizado para optimizar la productividad, tomando la calidad de herramienta y datos de corte adecuados en función del tipo de operación y material de la pieza. Las exigencias de mecanizado: precisión, calidad superficial y control de viruta, dependen del desarrollo del desgaste de la herramienta. Inspeccionando la magnificencia del filo de corte y actuando según el patrón establecido, la duración normal del filo de la herramienta puede ser controlada y prolongada.

Figura 14 – Clasificación de los tipos de desgaste.

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Siempre hay un desarrollo ideal del desgaste par una operación. La herramienta correcta, unos datos de corte bien estudiados y después aplicados, soporte experto, experiencia propia, buenas cualidades de los materiales de pieza y condiciones de máquina favorables son ingredientes importantes para el éxito y la obtención del desarrollo ideal del desgaste. La figura 14 muestra en síntesis una clasificación de estos tipos de desgaste mostrando esquemáticamente su zona y forma de actuación.

3.4.3.1. Desgaste de flanco de incidencia El desgaste de flancos de incidencia que tiene lugar, como su propio nombre indica, en los flancos de la incidencia del filo, principalmente es producido por el fenómeno de desgaste por abrasión. Las caras o flancos de incidencia principal, posterior y del radio de la punta, así como la faceta paralela de refuerzo son zonas de paso y deslizamiento del material de la pieza antes y después de la formación de la viruta. Este es usualmente el tipo de desgaste más normal y para mantener constante su progresión en el flanco es a veces el ideal. Al final un excesivo desgaste de flanco conducirá a un empeoramiento de la calidad superficial, deterioro de la precisión dimensional e incremento del rozamiento como consecuencia de la transformación geométrica del filo. Un ejemplo de este tipo de desgaste se muestra en la figura 15:

Figura 15 – Desgaste de flanco de incidencia.

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3.4.3.2. Desgaste de cráter El desgaste de cráter en la cara de desprendimiento de viruta puede ser debido a la abrasión y al fenómeno de desgaste por difusión. El cráter está generado por el desprendimiento de partículas del material de la herramienta, teniendo lugar sobre la cara de desprendimiento de la misma, y también puede estar originada por el efecto de afilado que provocan las partículas duras o por la acción de difusión de la parte caliente de la cara de la viruta, en contacto con la herramienta y el material de ésta. Dureza, dureza en caliente y mínima afinidad entre materiales minimizan la tendencia al desgaste por cráter. El excesivo desgaste por cráter modifica la geometría de corte de la herramienta y puede dar lugar a una mala formación de viruta, cambiando así mismo las direcciones de las fuerzas de corte y debilitando el filo. Un ejemplo de este tipo de desgaste se muestra en la figura 16:

Figura 16 – Desgaste de cráter.

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3.4.3.3. Deformación plástica La deformación plástica tiene lugar como resultado de combinar altas temperaturas y presión sobre el filo. Altas velocidades de corte, grandes avances y materiales de pieza duros dan como resultado compresión y calor. Es esencial el mantenimiento de la dureza en caliente para la estabilidad del material de la herramienta y evitar así la deformación plástica. El típico abombamiento del filo provocará altas temperaturas, deformación geométrica, desviación del flujo de virutas, y seguirá hasta alcanzar un estado crítico. El tamaño del refuerzo del filo y la geometría de corte son de una gran importancia para combatir este tipo de deterioro de la herramienta. Un ejemplo de este tipo de desgaste se muestra en la figura 17:

Figura 17 – Deformación plástica.

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3.4.3.4. Mellado El desgaste de mella en la parte posterior del filo de corte es un desgaste típico por adhesión, pero puede ser también en parte producido por el fenómeno de oxidación. La mella puede ser formada en el filo de corte por una parte del material, localizándose así el desgaste al final de la profundidad de corte, en donde el aire entra en contacto con la zona de corte. El desgaste de mella se extiende por el filo de una manera mecánica a menudo con materiales duros. Una excesiva mella de desgaste afecta a la calidad del acabado superficial, y eventualmente origina un debilitamiento del filo de corte. Un ejemplo de este tipo de desgaste se muestra en la figura 18:

Figura 18 – Mellado.

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3.4.3.5. Fisura térmica Las fisuras térmicas son debidas principalmente a un desgaste por fatiga como consecuencia de un ciclo térmico. Sobre todo por los cambios de temperatura que se producen en el corte alternativo del fresado y que pueden dar lugar a este tipo de desgaste. La disposición de las fisuras, perpendiculares a la arista de corte, hacen que las partículas de material de herramienta entre ellas puedan desprenderse del mismo. Estas partículas, del material de herramienta, pueden convertirse ellas mismas en un riesgo que ayude a destruir el propio filo. La variación del espesor de la viruta afecta también a todos los puntos de corte. La aplicación del fluido de corte puede ser en muchos casos perjudicial para el corte del metal; con el fluido se ampliarán las variaciones de temperatura que se producen entre los cortes alternativos. Un ejemplo de este tipo de desgaste se muestra en la figura 19:

Figura 19 – Fisura térmica.

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3.4.3.6. Fisuras por fatiga mecánica Las fisuras por fatiga mecánica pueden tener lugar cuando el choque de la fuerza de corte es excesivo. Esta fractura es debida a la continua variación en la carga sobre la herramienta en donde ésta por sí misma no es lo bastante grande para causar la fractura. El comienzo del corte y las variaciones de la magnitud de su fuerza y dirección pueden ser demasiado para la resistencia y tenacidad de la plaquita. Estas fisuras se producen principalmente paralelas al filo de corte. Un ejemplo de este tipo de desgaste se muestra en la figura 20:

Figura 20 – Fisuras por fatiga mecánica.

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3.4.3.7. Astillado El astillamiento del filo se produce cuando la arista de corte se rompe más que se desgasta. Esta fatiga, normalmente de ciclos de carga alternativa, hace que las partículas del material de la herramienta rayen la superficie del propio material del que proceden. El corte intermitente es con frecuencia causa de este tipo de desgaste. Una cuidadosa inspección del filo indicará cuándo tiene lugar el astillamiento o el desgaste del flanco de incidencia. Una microfracturación y mellado son variantes de este tipo de destrucción del filo. Un ejemplo de este tipo de desgaste se muestra en la figura 21:

Figura 21 – Astillado.

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3.4.3.8. Fractura La fractura puede ser un final catastrófico del filo. Un alto grado de deterioro es el más perjudicial y deberá ser evitado siempre que sea posible. La rotura del filo es, con frecuencia también, el final de la línea hacia otros procesos o tipos de desgaste. El cambio de geometría, el debilitamiento del filo y el incremento de las temperaturas y fuerzas llevarán eventualmente hacia una mayor destrucción del filo. La fractura, causa repentina de la destrucción del filo, con fuertes datos de corte o desde la demanda de material de pieza puede ser el resultado de varios factores de tensión sobre un material de herramienta incapaz de hacer frente a la demanda operativa. Un ejemplo de este tipo de desgaste se muestra en la figura 22:

Figura 22 – Fractura.

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3.4.3.9. Filo de aportación (BUE) La formación de filo de aportación está mayormente relacionada con la temperatura y la velocidad de corte; en relación al fenómeno puede ser el resultado de una blandura del filo y de otro tipo de desgaste. Esto es negativo para el filo de corte así como el cambio de la geometría del mismo y las propias partículas de material de herramienta que pueden venir soldadas con el material de la pieza dando forma al aglomerado del filo. La afinidad entre materiales de pieza y herramienta, desempeña un importante papel así como las bajas temperaturas y altas presiones que conducirán a la situación de soldado del material de la viruta de la pieza con la cara de desprendimiento de la herramienta. Afortunadamente, las áreas de temperatura y las velocidades de corte en las que se forma el filo de aportación son relativamente bien definidas y pueden ser evitadas. Mucho del moderno mecanizado tiene lugar a velocidades superiores al área de formación del filo de aportación, y muchas calidades modernas no sen tan propensas a la formación del mismo, usadas correctamente. La calidad superficial es a menudo la primera en sufrir las consecuencias de la aparición y crecimiento del filo de aportación. No obstante, este fenómeno permite seguir, no sin riesgo de rápido deterioro del filo y también de rotura del mismo. Un ejemplo de este tipo de desgaste se muestra en la figura 23:

Figura 23 – Filo de aportación (BUE).

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3.4.4. Desgaste en herramientas de fresado y taladrado El desgaste progresivo de una herramienta se origina por la acción del proceso de mecanizado y tiene lugar en dos localizaciones distintas: 9 Desgaste en la cara de desprendimiento, caracterizado por la formación de un cráter. Este es el resultado de la acción de la viruta al fluir y deslizarse a lo largo de dicha superficie. Se origina por mecanismos de difusión química y de querencia adhesiva, asociados a la fricción de la viruta sobre la superficie. 9 Desgaste de flanco, localizado en la cara de incidencia de la herramienta cuya causa es el rozamiento entre la herramienta y la superficie generada de la pieza. Se denota como VB. Se debe a fenómenos físicos de abrasión entre el filo y la superficie mecanizada.

3.4.4.1. Desgaste de la superficie de desprendimiento En el corte de metales, las temperaturas más elevadas se presentan a lo largo de la superficie de desprendimiento de la herramienta, a cierta distancia del filo. A elevadas velocidades de corte estas temperaturas fácilmente pueden ser del orden de los 800 ºC. Aunque las herramientas de metal duro retienen su dureza a temperaturas elevadas, la difusión en el estado sólido puede ocasionar su rápido desgaste. La difusión entre la viruta y el material de la herramienta depende de la presión y de la temperatura en la intercara, siendo gobernada por las leyes de Fick y la ecuación de Arrhenius. A elevadas temperaturas los átomos del sustrato de la herramienta de metal duro, generalmente cobalto, se difunde en la viruta generada, produciéndose el debilitamiento de la matriz. Poco a poco parte del material de la herramienta se va pegado a la viruta o se desprende. A una velocidad muy alta, el crecimiento del cráter suele ser el factor determinante de la vida o duración de la herramienta porque su crecimiento debilita el filo hasta que con el tiempo éste se fractura. Sin embargo, cuando las herramientas son usadas con criterios de duración económica, el desgaste de flanco es el factor de control. La razón de este criterio es que el desgaste de flanco repercute en la dimensión Luis Ángel Monterrubio Álvarez

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de la herramienta y por tanto en la dimensión y precisión de la pieza mecanizada; en cambio el de cráter no tiene una implicación directa en la precisión. Pero se debe tener cuidado con los desgastes de cráter cercanos al filo ya que su efecto se sumará al del desgaste de flanco, potenciando la magnitud de éste.

3.4.4.2. Desgaste de la superficie de incidencia El desgaste de flanco es ocasionado por la fricción abrasiva entre la superficie producida en la pieza y la zona de la cara de incidencia en contacto con ella. La anchura de la zona de desgaste se considera como una medida del deterioro general de la herramienta y puede ser determinado fácilmente por medio de un microscopio. El proceso de desgaste se puede dividir en tres zonas bien diferenciadas: 9 En un primer momento el filo agudo de la herramienta se descascarilla rápidamente y aparece una zona de desgaste de dimensiones fijas. 9 En la segunda etapa el desgaste progresa de una manera uniforme. 9 Finalmente existe una zona donde el desgaste progresa a una tasa creciente. En la última región el desgaste de la herramienta de corte se acelera, debido a que la herramienta ya desgastada no corta bien, de forma análoga a un cuchillo sin afilar. En la práctica es recomendable reafilar la herramienta antes de que el desgaste del labio alcance esta última región. De no hacerlo así la herramienta puede romperse.

Figura 24 – Desgaste en incidencia muy desarrollado en metal duro recubierto P35.

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3.4.4.3. Tipos de desgaste en herramientas frontales En la figura 25 se pueden apreciar los distintos tipo de desgaste en herramientas frontales, así como su localización lógica sobre el filo de corte:

Figura 25 – Posibles desgastes en fresas frontales para ranurado.

Los diferentes tipos de desgaste observables en fresas enterizas, descritos en la norma ISO, son los que se detallan a continuación, mostrándose simultáneamente una breve descripción de los mismos, así como información gráfica en detalle de su localización sobre el filo de corte, y considerándose totalmente aplicables a las operaciones de taladrado. Luis Ángel Monterrubio Álvarez

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9 Desgaste de flanco (VB): Pérdida gradual de material de la herramienta que se produce en el flanco o superficie de incidencia durante el corte y que provoca el progresivo desarrollo de una zona de desgaste de flanco. Puede ser de tres tipos: -

Desgaste uniforme de flanco (VB 1): Zona de desgaste que presenta un ancho más o menos constante y que se extiende a lo largo de toda la profundidad de corte activo.

Figura 26 – Desgaste uniforme de flanco (VB 1).

-

Desgaste de flanco no uniforme (VB 2): Zona de desgaste que presenta un ancho irregular que varía con la posición del filo en la que se toma la medida.

Figura 27 – Desgaste de flanco no uniforme (VB 2).

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-

Desgaste de flanco localizado (VB 3): Desgaste localizado y exagerado que se produce en zonas específicas del flanco. Muchas veces es en la línea de la profundidad de corte, y se denomina entonces desgaste de entalladura (VBN, notch).

Figura 26 – Desgaste de flanco localizado (VB 3).

9 Desgaste de la cara de desprendimiento (KT): Pérdida gradual de material de la herramienta en la cara de desprendimiento durante el corte. Se sitúa en la cara interior del diente. Entre los tipos específicos el más importante es: -

Desgaste de cráter (KT 1): Desarrollo progresivo de un cráter sobre la superficie de desprendimiento, orientado de forma paralela al filo de corte principal y cuya máxima profundidad se localiza a cierta distancia del mismo.

Figura 29 – Desgaste de cráter (KT 1).

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9 Chipping (CH): Deterioro del filo de corte en el que partículas del material de la herramienta se desprenden del mismo. Es bastante poco regular en forma y muy aleatorio. Simplemente evitar este tipo de deterioro es ya un hito importante en un proceso de optimización del mecanizado. Puede ser: -

Chipping uniforme (CH 1): Pérdidas de pequeños fragmentos de herramienta repartidas uniformemente a lo largo de los filos de corte y que influyen significativamente en la anchura del desgaste de flanco.

Figura 30 – Chipping uniforme (CH 1).

-

Chipping no uniforme (CH 2): Chipping que aparece de forma aleatoria en un número reducido de puntos a lo largo del filo de corte activo pero sin relación alguna entre unos filos y otros.

Figura 31 – Chipping no uniforme (CH 2).

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9 Descascarillado (FL): Pérdida de fragmentos de herramienta en forma de escamas a lo largo de la superficie de la misma. Se trata de un fenómeno típico de herramientas con recubrimiento.

Figura 32 – Descascarillado (FL).

9 Grietas (CR): Fracturas que se producen en la propia herramienta pero que no implican la pérdida inmediata de material. Pueden ser de origen mecánico o térmico, y suceden en condiciones de corte que implican grandes secciones de viruta. Según la forma de las grietas, se pueden clasificar como grietas perpendiculares al filo, denotadas como CR 1 (figura 33.a), grietas paralelas al filo, denotadas como CR 2 (figura 33.b), o grietas irregulares, denotadas como CR 3 (figura 33.c).

a

b

c

Figura 33 – Tipos de grietas (CR).

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9 Fallo catastrófico (CF): Rápido deterioro que produce un fallo completo de la zona de corte.

Figura 34 – Fallo catastrófico (CF).

3.4.4.4. Criterios de duración de una herramienta El principal criterio hace referencia al desgaste de flanco uniforme (VB 1), dándose como recomendable en condiciones de corte de acabado un valor no superior a 0,3 mm. En los casos en los que el desgaste de filo no es suave y de crecimiento paulatino, como es el caso del chipping, y por tanto el desgaste de flanco no sigue un patrón de crecimiento claro, se pueden utilizar alternativamente alguno de los siguientes criterios: 9 Una determinada profundidad del desgaste de la cara de desprendimiento (KT). 9 Chipping (CH). Cuando aparezca chipping ha de ser tratado como un desgaste localizado (VB 3) utilizando un valor máximo de 0,5 mm como fin de la vida útil de la herramienta. 9 Un chipping exagerado o un descascarillado (FL) pueden utilizarse también como criterios de fin de vida de herramienta. Los fallos catastróficos (CF) pueden aparecer de forma aleatoria y no deberían ser utilizados como primera elección para criterio de fin de vida en los ensayos, de no ser que se repitan en gran multitud de ensayos. Luis Ángel Monterrubio Álvarez

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3.4.5. Duración o vida de la herramienta La vida de la herramienta o duración de un filo de corte se ve limitada por el desgaste del filo, hasta el punto de que no puede realizar el trabajo para el que fue seleccionado. El factor limitador puede ser el acabado superficial, la precisión dimensional, la capacidad de controlar la viruta satisfactoriamente, o cuando el desgaste de la herramienta es de tal magnitud que el filo ya no es fiable. En último lugar, la vida de la herramienta termina con la rotura o fractura del filo. Pero el mecanizado aplicado de forma correcta, con modernas herramientas, no alcanza estos niveles tan drásticos. La vida predecible de la herramienta es un factor importante, especialmente en los cada vez más frecuentes mecanizados actuales, donde la operación se realiza en máquinas cerradas, e incluso de forma automatizada. Normalmente el criterio varía dependiendo de si se trata de una operación de acabado o desbaste. Cuando se llega al final de la vida de una herramienta se cambia el filo antes de que se produzcan roturas que produzcan daños. En este contexto es importante que el filo de corte se desgaste pero no se rompa. El desarrollo actual trata incluso de avanzar aún más en controlar mejor la iniciación y forma del desgaste. La línea de la vida del filo y su comportamiento es un tema que ha llegado a ser importante en el desarrollo de los materiales de herramientas y geometría para mejorar la vida de las mismas.

DURACIÓN – VELOCIDAD DE CORTE

Duración

Variación en avance Avance constante

VC Figura 35 – Diagrama de vida de herramienta frente a vc con variación en el avance.

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Es necesario establecer definiciones claras para saber cuándo están desgastados los filos con diferentes operaciones, criterios y herramientas. Esto necesita de alguna atención cuando se toman decisiones en la máquina, o cuando se inspeccionan herramientas usadas. Obviamente, cuando un filo no genera el acabado requerido, o cuando no mantiene las tolerancias, no puede utilizarse más para la operación en cuestión. El riesgo de rotura de filo aumenta con el nivel de desgaste, especialmente cuando se sobrepasa un valor determinado. Como se ha mencionado, el mecanizado está lejos todavía de ser una ciencia completamente analizada y un mismo tema puede contener diferentes alternativas. Sigue sin conocerse totalmente el proceso que tiene lugar entre la viruta y el filo de corte. Por lo tanto, en la mayoría de los mecanizados sigue prevaleciendo la experiencia, las mejores condiciones posibles de mecanizado y el apoyo del conocimiento.

3.4.5.1. Ecuación de Taylor básica y extendida Se define la vida de la herramienta como el tiempo útil hasta alcanzar un criterio de duración o fin de vida de la herramienta preestablecido. La velocidad de corte es el factor que más afecta a la duración o vida de una herramienta para una determinada combinación de material y herramienta. El trabajo inicial en lo relativo a encontrar relaciones entre la vida de la herramienta y las condiciones de corte fue realizado por Taylor (1907), quien planteó una relación empírica que puede escribirse como:

vc ⎛ Tr ⎞ =⎜ ⎟ vr ⎝ T ⎠

n

vcTn = vr Trn

Donde: -

n es una constante para cada material y herramienta.

-

vc es la velocidad de corte.

-

T es la duración de la herramienta.

-

vr es la velocidad de referencia para la que se sabe que la duración de la herramienta es Tr.

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Esta teoría se basa en el cálculo de la velocidad de corte para una duración establecida de la herramienta entre dos afilados consecutivos. Taylor, para ello, realiza una serie sistemática de larguísimos ensayos, haciendo intervenir en los mismos doce parámetros de corte, entre los que se encuentran las condiciones de corte (velocidad de corte, avance, profundidad de pasada, etc…), la geometría de la herramienta (ángulo de situación principal, ángulo de desprendimiento normal, ángulo de caída de filo, radio de redondeamiento, etc…), y condiciones de trabajo, como el refrigerante utilizado, medios de fijación de la pieza, potencia y estado de la máquina, tipo de máquina, tipo de operación, etc… Pues bien, para estudiar la relación existente entre la vida de la herramienta y la velocidad de corte, fijó arbitrariamente diez de los parámetros y se dedicó a variar la velocidad de corte para estudiar la influencia en la duración del filo. Los resultados obtenidos los llevó a una gráfica en la que en abscisas consta el logaritmo de la velocidad de corte y en ordenadas, el logaritmo de la vida de la herramienta, de tal forma que observó que siempre que permaneciesen fijos los diez parámetros, cualesquiera que fueran sus valores, siempre se obtenía una recta. La ecuación de Taylor supone muchas simplificaciones. Por ello se plantearon posteriormente algunas expresiones de forma más general, del tipo:

vc ⋅ f zx ⋅ ary ⋅ TVBn = CVB ⋅ VBm Donde vc es la velocidad de corte, fz es el avance por diente, ar es la profundidad radial, TVB es el tiempo a un desgaste dado, CVB es la constante de duración a ese desgaste, y VB corrige el criterio aplicado en el ensayo respecto al de referencia. Los exponentes x, y, m, son característicos de los binomios herramienta – material pieza.

3.4.5.2. Teoría de Kronenberg Kronenberg se dedica a hacer ensayos para el cálculo de la fórmula extendida de Taylor y sus coeficientes, trabajando con la sección S y la esbeltez E. La fórmula que obtiene está calculada para trabajos de torneado y análogos; los valores de K y las Luis Ángel Monterrubio Álvarez

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potencias de S, E y T (vida de herramienta) están calculados y tabulados para el mecanizado de aceros y fundiciones, así como materiales no férreos. La fórmula de Kronenberg se detalla a continuación:

vc =

( 5) ⋅ (T ) 60

K⋅ E S

f

g

n

En la que: -

K es la velocidad de corte en m/min cuando: S = 1 mm2 E=5 T = 60 min

-

g=

0.14 para aceros. 0.10 para fundiciones.

-

f=

0.28 para aceros. 0.20 para fundiciones.

-

n=

0.15 para aceros rápidos. 0.30 para carburos metálicos. 0.70 para herramientas de cerámica.

Con herramientas de acero rápido con contenido en W diferente al 16-18 %, se multiplica el valor de K por una constante KV cuyos valores se muestran en la tabla VI. Por otra parte, en la tabla VII se muestran los valores de los exponentes de la ecuación de Kronenberg para elementos no férreos, distinguiendo entre herramientas de metal duro y herramientas de acero rápido. Finalmente, en la tabla VIII se muestran los valores del coeficiente K para materiales no férreos. Luis Ángel Monterrubio Álvarez

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Coeficiente Kv

Tipo de A.R.

%W

%Cr

%V

%C

%Co

%Mn

sin riego

14-4-1

14

4

1

0,7 a 0,8

-

-

0,83

1,04

1,17

18-4-1

18

4

1

0,7 a 0,75

-

-

0,94

1,18

1,32

18-4-2

18

4

2

0,8 a 0,85

-

0,75

1,00

1,25

1,40

18-4-2

18

4

2

0,8 a 0,85

10

0,75

1,28

1,60

1,80

18-4-3

18

4

3

0,85 a 1,1

-

-

1,08

1,35

1,51

20-4-2

20

4

2

0,8 a 0,85

18

1,00

1,33

1,67

1,86

con riego medio máximo

Tabla VI – Constante modificadora KV para acero rápido.

Herramienta de acero rápido

Herramienta de metal duro

Cobre

Bronce

Latón

Aluminio puro

Cobre

Bronce

Latón

Aluminio puro

f

0,1

0,1

0,1

0,1

0,1

0,1

0,1

0,1

g

0,2246

0,2246

0,2782

0,2895

0,10

0,10

0,10

0,10

n

0,1286

0,2127

0,2127

0,4116

-

0,2494

-

0,4116

Tabla VII – Exponentes de la ecuación de Kronenberg (no férreos).

Coeficiente K en mm/min Material a mecanizar

herramienta de acero rápido

herramienta de metal duro

Cobre

45

850

Bronce

60

535

Latón

100

1000

Aluminio (Puro)

77

1650

Tabla VIII – Valores de K para materiales no férreos.

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3.4.5.3. Teoría de Denis Las experiencias de Denis, si bien es cierto que son menos precisas que las realizadas por Taylor, tienen gran ventaja, ya que demuestran de una forma gráfica la necesidad de elegir la velocidad de corte entre ciertos límites. Los estudios de Denis se dirigen al cálculo de las velocidades de corte relacionadas con el volumen de viruta eliminado entre dos afilados consecutivos, entrando a formar parte parámetros como: 9 La naturaleza del material a trabajar. 9 Naturaleza del material de la herramienta. 9 Geometría del filo. 9 Sección de la viruta. 9 Máquina empleada. 9 Refrigeración. 9 Tipo de operación. Para el estudio que la influencia que cada uno de los parámetros citados tiene en el mecanizado, Denis, al igual de Taylor, fija todos ellos, a excepción del que es objeto de estudio, y construye unos gráficos en los que en abscisas consta el valor de la velocidad de corte, y en ordenadas, el caudal (rendimiento) de viruta arrancado entre dos afilados consecutivos. Un ejemplo se muestra en la figura 41. En dicha figura, el valor máximo de Q, llamado QO, corresponde a una velocidad VO, llamada de mínimo desgaste, mientras que (Q = 0) cuando (V = VL). Este valor recibe el nombre de velocidad límite y toma los siguientes valores: -

VL = (5/3)·VO para herramientas de acero rápido.

-

VL = (2·VO) para herramientas de acero extrarrápido.

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Denis, además de VO y VL, propone una tercera velocidad VP, a la que llama velocidad práctica límite y que toma los siguientes valores: -

VP = (4/3)·VO para herramientas de acero rápido.

-

VP = (1,5·VO) para herramientas de acero extrarrápido.

Todas las velocidades comprendidas entre VO y VP (zona rayada de la figura 36) son aptas para el mecanizado, debido a que la disminución del volumen de viruta obtenido, puede estar compensado por la disminución del tiempo de trabajo. En la práctica se suelen utilizar las velocidades menores para trabajos de desbaste y trabajos en los que el tiempo de montaje de la herramienta es largo, y las velocidades mayores, para trabajos de afinado y para trabajos en los que el tiempo de montaje de la herramienta es corto.

Figura 36 – Gráfica de Denis.

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3.4.5.4. Ensayos para la mejora de procesos El desgaste de herramientas es hoy en día un campo de investigación en sí mismo, dentro de la disciplina denominada Tribología, que es la ciencia del contacto y la fricción. Con esta ciencia comparte conocimientos, técnicas de investigación, instrumentos de medida y surgen problemas con el mismo fundamento físico. Algunas normas interesantes en referencia a los tipos de desgaste de herramientas, a la nomenclatura de las herramientas y magnitudes y a la forma de llevar a cabo la experimentación son: 9 UNE 16-149-82: Geometría de la parte activa de las herramientas de corte, equivalente a la ISO 3002/1-1982. 9 ISO 8688-1-1989: Tool life testing in milling. Part 1: face milling, Part 2: end milling. 9 ISO 3685-1993: Tool life testing with single point turning tools. 9 ISO 10899-1996: High speed steel two-flute twist drills. Technical specifications. 9 ISO 5419: Twist drills: terms, definition and types. La experimentación es una etapa de enorme importancia en la metodología de optimización de los procesos de mecanizado. Su finalidad es aumentar el conocimiento de un proceso y/o llegar a los valores óptimos de los parámetros característicos del mismo, que son los que minimizan el desgaste de las herramientas o mejoran la calidad de las piezas. El diseño y la forma de realizar los ensayos son de gran importancia en los proyectos de I+D sobre mecanizado. Quizá el tipo de experimentación más interesante desde el punto de vista industrial es aquella que sirve para establecer la duración de las herramientas, o la definición de los parámetros de corte que maximicen la productividad del mecanizado.

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En estos ensayos se busca definir de forma óptima: 9 La velocidad de corte a utilizar en un proceso, que reduzca el desgaste de la herramienta o haga máxima la productividad. 9 Las condiciones de inmersión, esto es el avance por diente y las profundidades de pasada axial y/o radial. 9 El régimen de taladrina a utilizar y su posible reducción o total eliminación. La idea de buscar la ecoeficiencia de los procesos, que inspira a la industria europea desde hace aproximadamente cinco años, ha hecho de éste un caso cada día más habitual. En este tipo de ensayos el medio más común a utilizar es una máquina de media o alta velocidad. Se ejecutan ensayos de mecanizado en hilera, midiendo cada cierto tiempo el desgaste y describiendo el patrón de deterioro de las herramientas. La norma ISO 8688 (Tool Life Testing in Milling) define el procedimiento de pruebas para el establecimiento de la duración de las herramientas en fresado. En esta norma se reflejan los datos a registrar, las magnitudes a medir, y se caracterizan los tipos de desgaste que pueden ser observados. Sin duda debe ser considerada para llevar a cabo cualquier experimentación en este sentido.

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3.5. ANÁLISIS DE LAS FUERZAS DE CORTE EN EL TALADRADO 3.5.1. Parámetros de corte en el taladrado Velocidad de corte Se define como velocidad de corte la velocidad lineal de la periferia de la broca u otra herramienta que se utilice en la taladradora (escariador, macho de roscar, etc). La velocidad de corte, que se expresa en metros por minuto (m/min), tiene que ser elegida antes de iniciar el mecanizado y su valor adecuado depende de muchos factores, especialmente de la calidad y tipo de broca que se utilice, de la dureza y la maquinabilidad que tenga el material que se mecanice y de la velocidad de avance empleada. Las limitaciones principales de la máquina son su gama de velocidades, la potencia de los motores y de la rigidez de la fijación de la pieza y de la herramienta. A partir de la determinación de la velocidad de corte se puede determinar las revoluciones por minuto que tendrá el husillo según la siguiente fórmula:

Donde Vc es la velocidad de corte, n es la velocidad de rotación de la herramienta y Dc es el diámetro de la herramienta. La velocidad de corte es el factor principal que determina la duración de la herramienta. Una alta velocidad de corte permite realizar el mecanizado en menos tiempo pero acelera el desgaste de la herramienta. Los fabricantes de herramientas y prontuarios de mecanizado, ofrecen datos orientativos sobre la velocidad de corte adecuada de las herramientas para una duración determinada de la herramienta, por ejemplo, 15 minutos. En ocasiones, es deseable ajustar la velocidad de corte para una duración diferente de la herramienta, para lo cual, los valores de la velocidad de corte se multiplican por un factor de corrección. La relación entre este factor de corrección y la duración de la herramienta en operación de corte no es lineal.4

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La velocidad de corte excesiva puede dar lugar a: •

Desgaste muy rápido del filo de corte de la herramienta.

•

Deformación plástica del filo de corte con pérdida de tolerancia del mecanizado.

•

Calidad del mecanizado deficiente. La velocidad de corte demasiado baja puede dar lugar a:

•

Formación de filo de aportación en la herramienta.

•

Efecto negativo sobre la evacuación de viruta.

•

Baja productividad.

•

Coste elevado del mecanizado. Velocidad de rotación de la broca La velocidad de rotación del husillo portabrocas se expresa habitualmente en

revoluciones por minuto (rpm). En las taladradoras convencionales hay una gama limitada de velocidades, que dependen de la velocidad de giro del motor principal y del número de velocidades de la caja de cambios de la máquina. En las taladradoras de control numérico, esta velocidad es controlada con un sistema de realimentación que habitualmente utiliza un variador de frecuencia y puede seleccionarse una velocidad cualquiera dentro de un rango de velocidades, hasta una velocidad máxima. La velocidad de rotación de la herramienta es directamente proporcional a la velocidad de corte y al diámetro de la herramienta.

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Velocidad de avance El avance o velocidad de avance en el taladrado es la velocidad relativa entre la pieza y la herramienta, es decir, la velocidad con la que progresa el corte. El avance de la herramienta de corte es un factor muy importante en el proceso de taladrado. Cada broca puede cortar adecuadamente en un rango de velocidades de avance por cada revolución de la herramienta, denominado avance por revolución (f). Este rango depende fundamentalmente diámetro de la broca, de la profundidad del agujero, además del tipo de material de la pieza y de la calidad de la broca. Este rango de velocidades se determina experimentalmente y se encuentra en los catálogos de los fabricantes de brocas. Además esta velocidad está limitada por las rigideces de las sujeciones de la pieza y de la herramienta y por la potencia del motor de avance de la máquina. El grosor máximo de viruta en mm es el indicador de limitación más importante para una broca. El filo de corte de las herramientas se prueba para que tenga un valor determinado entre un mínimo y un máximo de grosor de la viruta. La velocidad de avance es el producto del avance por revolución por la velocidad de rotación de la herramienta.

Al igual que con la velocidad de rotación de la herramienta, en las taladradoras convencionales la velocidad de avance se selecciona de una gama de velocidades disponibles, mientras que las taladradoras de control numérico pueden trabajar con cualquier velocidad de avance hasta la máxima velocidad de avance de la máquina. Efectos de la velocidad de avance •

Decisiva para la formación de viruta

•

Afecta al consumo de potencia

•

Contribuye a la tensión mecánica y térmica

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La elevada velocidad de avance da lugar a: •

Buen control de viruta

•

Menor tiempo de corte

•

Menor desgaste de la herramienta

•

Riesgo más alto de rotura de la herramienta

•

Elevada rugosidad superficial del mecanizado. La velocidad de avance baja da lugar a:

•

Viruta más larga

•

Mejora de la calidad del mecanizado

•

Desgaste acelerado de la herramienta

•

Mayor duración del tiempo de mecanizado

•

Mayor coste del mecanizado Tiempo de mecanizado Para poder calcular el tiempo de mecanizado de un taladro hay que tener en

cuenta la longitud de aproximación y salida de la broca de la pieza que se mecaniza. La longitud de aproximación depende del diámetro de la broca.

Fuerza específica de corte La fuerza de corte es un parámetro necesario para poder calcular la potencia necesaria para efectuar un determinado mecanizado. Este parámetro está en función del avance de la broca, de la velocidad de corte, de la maquinabilidad del material, de la dureza del material, de las características de la herramienta y del espesor medio de la viruta. Todos estos factores se engloban en un coeficiente denominado Ks. La fuerza específica de corte se expresa en N/mm2. Luis Ángel Monterrubio Álvarez

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Potencia de corte La potencia de corte Pc necesaria para efectuar un determinado mecanizado se calcula a partir del valor del volumen de arranque de viruta, la fuerza específica de corte y del rendimiento que tenga la taladradora. Se expresa en kilovatios (kW). Esta fuerza específica de corte Fc, es una constante que se determina por el tipo de material que se está mecanizando, geometría de la herramienta, espesor de viruta, etc. Para poder obtener el valor de potencia correcto, el valor obtenido tiene que dividirse por un determinado valor (ρ) que tiene en cuenta la eficiencia de la máquina. Este valor es el porcentaje de la potencia del motor que está disponible en la herramienta puesta en el husillo.

Donde: •

Pc es la potencia de corte (kW)

•

Ac es el diámetro de la broca (mm)

•

f es la velocidad de avance (mm/min)

•

Fc es la fuerza específica de corte (N/mm2)

•

ρ es el rendimiento o la eficiencia de la máquina

3.5.2. Medición de las fuerzas de corte En general, se asume como fuerza de corte aquélla que realiza la herramienta sobre la pieza en cada instante de mecanizado. La variabilidad a la que está sujeto el proceso durante el tiempo de realización hace que este parámetro sea, a su vez, una función temporal. La dependencia del tiempo va implícita en los cambios que, durante el proceso de corte, sufre la herramienta. Adicionalmente, la fuerza de corte depende de

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las propias condiciones de mecanizado, esto es, la 1ubricación, el propio material de la pieza y la herramienta o los parámetros de corte aplicados. En consecuencia, el estudio de la fuerza de corte debe contemplar un conjunto de factores semejantes al del estudio de la maquinabilidad de la aleación que se procesa. Por otro lado, como se comentó anteriormente, la definición más simple de maquinabilidad hace referencia a la capacidad de una determinada aleación para ser mecanizada. De acuerdo con todo lo anterior, parece lógico considerar un criterio de maquinabilidad basado en los valores de la fuerza de corte necesaria para mecanizar el material en unas determinadas condiciones, como el material y geometría de la herramienta y la aplicación o no de lubricantes o refrigerantes. En línea con lo anteriormente expuesto, seria lo más acertado suponer que el material que requiera la menor fuerza es el de mayor maquinabilidad, al presentar una mayor facilidad a ser mecanizado. De igual forma, al combinar esta variable con las velocidades implicadas en el proceso, esto supondría que el mayor grado de maquinabilidad se tendría para los valores mínimos de potencia consumida durante el mecanizado. El análisis de las fuerzas de corte, y su estudio predictivo a partir de modelos de dependencia de los parámetros de mecanizado, forma parte de uno de los objetivos de este Proyecto Fin de Carrera. Por esta razón, se ha considerado conveniente llevar a cabo una breve incursión en el estudio de esta variable. En la figura 42 se representa un modelo típico de torneado horizontal. En el proceso de corte del material, aparece una determinada fuerza, cuya orientación puede, en principio, suponerse dispuesta según una dirección y sentido arbitrarios. Dicha fuerza es la que se conoce como Fuerza Total de Corte, F, o, simplemente, Fuerza de Corte. Con objeto de aclarar la nomenclatura que se va a utilizar, conviene indicar que los vectores se representarán como tales en las ecuaciones y se simbolizarán en “negrita” en el texto, mientras que en caso contrario se hará referencia a sus módulos. Inicialmente, es lógico pensar en la posibilidad de que esta fuerza sea susceptible de ser descompuesta según una serie de componentes. En principio, se Luis Ángel Monterrubio Álvarez

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puede considerar la elección de cualquier sistema de referencia que permita dicha descomposición. No obstante, desde el punto de vista tecnológico, las componentes de la fuerza que resulten de la aplicación de un determinado sistema de referencia deben proporcionar una información relacionada con cada uno de los subprocesos que estén teniendo lugar durante el corte, o bien, estar orientadas según las direcciones relacionadas con los parámetros tecnológicos de entrada. Esta última opción permite sugerir la utilización de un sistema de referencia formado por tres vectores unitarios orientados según las direcciones del avance, ua, la profundidad de corte, up, y la velocidad de corte, uc, figura 37.

Figura 37 – Descomposición de la fuerza total de corte.

En el proceso de corte considerado, la base {ua, up, uc} anteriormente definida es una base ortonormal, que determina un triedro ortogonal con sentido positivo, dada la relación vectorial: Uc = Ua x Up

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De acuerdo con lo anterior, una descomposición natural de la fuerza de corte se llevará a cabo siguiendo cada una de las tres direcciones del triedro anterior. De esta forma, la fuerza de corte, F, se podría expresar de la forma: F = Fa + Fp + Fc En esta expresión, Fc es la componente tangencial de la fuerza y se encuentra orientada en la dirección de la velocidad de corte. Por su parte, Fa es una componente lateral de la fuerza y se encuentra orientada según la dirección de avance. Finalmente, Fp es la componente en la dirección radial de la pieza y se orienta según la dirección marcada por la profundidad de corte. Estas tres componentes son las denominadas componentes naturales o tecnológicas de la fuerza de corte y determinan los esfuerzos realizados por la herramienta en las direcciones marcadas por los parámetros tecnológicos de entrada. Así, Fc determina el esfuerzo cortante necesario para llevar a cabo la separación de la viruta del material a mecanizar. Por su parte, Fa tiene como principal misión vencer la resistencia del material de la pieza en el movimiento de avance de la herramienta. Finalmente, Fp contrarresta la reacción del material de la pieza a ser penetrado, manteniéndolo firmemente en contacto con la herramienta. Como se verá posteriormente, existen dispositivos capaces de poder medir directamente las tres componentes tecnológicas de la fuerza de corte e, incluso, llevar a cabo registros de su evolución en el tiempo. En el diagrama de la figura 43 se muestra la evolución con el tiempo de mecanizado de cada una de las componentes Fa, Fp y Fc para el primer segundo de un proceso de torneado como el indicado en la figura 42. En una primera observación de este diagrama se aprecia como cada registro Fx(t) está formado, fundamentalmente, por dos ramas bien definidas. Así, por una parte, puede distinguirse un estado transitorio de muy corta duración en el que cada componente de la fuerza pasa, casi instantáneamente, desde un valor nulo hasta un cierto valor máximo. Este estado se asocia con el “impacto” de la herramienta con la pieza, el cual origina grandes intercambios de energía por unidad de tiempo y, por tanto, de la fuerza implicada en el Luis Ángel Monterrubio Álvarez

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proceso. Estos intercambios son la consecuencia de las alteraciones de la microestructura sufridas por el material como consecuencia de dicho impacto. Tras la compresión inicial, los materiales de la pieza y la herramienta se relajan suavemente, dando lugar a una ligera disminución de la fuerza, con una pendiente negativa pero próxima a cero, constituyendo el estado transitorio de relajación. Muchos autores consideran este estado como parte del transitorio, por lo que no se ha hablado de una tercera rama. Finalmente, el sistema se estabiliza entrando en un estado estacionario que solo abandona si se modifican las condiciones de mecanizado establecidas. Por otro lado, si se analiza el estado estacionario, puede observarse cómo, en realidad, cada componente de la fuerza presenta una serie de oscilaciones alrededor del valor medio de la misma. Estas oscilaciones se asocian a causas muy diferentes, como la rotura de la viruta, inestabilidades del sistema herramienta-pieza, heterogeneidades del material que se mecaniza, formación de recubrimientos inestables de material en la herramienta, etc. El estudio de las oscilaciones anteriormente referidas implica la aplicación de distintas técnicas matemáticas de tratamientos de datos tanto en el dominio del tiempo como en el dominio de frecuencias. Básicamente, las técnicas en el dominio del tiempo se asocian a tratamientos estadísticos de los registros F-t. No obstante, el más extendido obvia el análisis pormenorizado de las oscilaciones, estudiando el valor medio de la fuerza en el estado estacionario del sistema. Este estudio permite obtener información acerca del comportamiento promedio de dicho sistema durante el proceso de corte en el intervalo de tiempo estudiado.

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Figura 38 – Diagrama típico fuerza-tiempo (F-t) en un proceso de cilindrado.

En otro orden de cosas, de los registros incluidos en figura 38 puede deducirse que, una vez alcanzado el estado estacionario, el valor de Fc es muy superior a los alcanzados por las otras dos componentes. Por esta razón, es frecuente ver cómo a esta componente se le designa componente principal de la fuerza de corte o, simplemente, fuerza de corte. A pesar de la importancia que puedan tener las otras dos componentes a la hora de suministrar información acerca de algunos procesos, dado el carácter y objetivos de este Proyecto Fin de Carrera, se ha procedido exclusivamente a analizar esta componente y su dependencia de los parámetros tecnológicos aplicados, dejando para trabajos futuros su evolución en el tiempo y el análisis de las otras dos componentes. En consecuencia, por adoptar una terminología sencilla, pero reconocida, en lo que sigue se entenderá por fuerza de corte a la componente principal de la misma, en el sentido de lo apuntado anteriormente.

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3.5.3. Análisis paramétrico de la fuerza de corte De acuerdo con todo lo anteriormente analizado, la respuesta de la pieza ante la acción de la herramienta depende de las condiciones de trabajo a las que se someta. Estas condiciones vienen impuestas por los propios parámetros tecnológicos (a, p, v), la geometría y el material de la herramienta, el propio material a mecanizar, las condiciones de lubricación y el procedimiento de mecanizado. En ese sentido, se puede escribir: Fc = f (a, p, v, g1,…, gn, m1,…, mh, n1,…, np, lu, x1,…, xm)

ec. i

En esta expresión, g1,...,gn son los diferentes parámetros que definen la geometría de la herramienta, m1,...,mh son parámetros dependientes del material de la herramienta, n1,...,np son parámetros asociados con el material a mecanizar, lu incluye las condiciones de lubricación y x1,...,xm son parámetros relacionados con el propio proceso en sí. La ecuación (i) se conoce como Ecuación Paramétrica para la Fuerza de Corte. Esta ecuación permite efectuar predicciones sobre el valor de la fuerza y, por ende, de la maquinabilidad de la aleación que se mecaniza, para unas determinadas condiciones. No obstante, el número de variables implicadas en la expresión (i) resulta inmanejable y el estudio de la dependencia de la fuerza de todas ellas, prácticamente imposible. Por esta razón, el análisis paramétrico de la fuerza de corte se suele circunscribir a unas condiciones especiales de trabajo en las que se entiende que se va a llevar a cabo el proceso de mecanizado. Debido a ello, resulta frecuente fijar condiciones como la lubricación, el material de la pieza y la geometría y material de la herramienta. Establecidas estas condiciones, el estudio de la fuerza de corte se reduce al análisis de su variación con respecto a los parámetros de corte aplicados: a, p y v. En el sentido de lo apuntado en el párrafo anterior, la expresión (i) se puede escribir de forma reducida: Fc = f (a, p, v)

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ec. ii

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La expresión (ii) es, por tanto, una ecuación paramétrica de la fuerza de corte para unas condiciones de mecanizado de un determinado material con una herramienta especifica. Habitualmente, esta ecuación adopta la forma: Fc = C · ar · pm · vn

ec. iii

La constante C de proporcionalidad se denomina constante de fuerza. Esta constante y los valores do los exponentes r, n y m dependen de los parámetros antes comentados fijados en el proceso. La ecuación anterior permite predecir los valores de la fuerza de corte para distintos v, a y p, en el mecanizado de una determinada aleación con una herramienta fijada y en condiciones concretas de lubricación. Dependiendo del material con el que se esté trabajando, algunos de los parámetros tecnológicos pueden considerarse poco influyentes en la fuerza y eliminarse de la expresión (i). Así, por ejemplo, Boubekri elimina de la ecuación (iii) la velocidad de corte por su escasa relevancia en la predicción de la fuerza de corte. Otros autores eliminan la profundidad por su poca influencia en el mecanizado de aleaciones de aluminio para forja. En muchas ocasiones, la expresión (iii) se escribe en términos de la fuerza específica de corte. Ks = Fc / S

ec. iv

Donde S es la sección de la viruta indeformada. Así: Ks = Cs · ar · pm · vn

ec. v

En esta ecuación: Cs = C / S

ec. vi

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Conviene volver a recordar que las ecuaciones (iii) y (v) permiten configurar un modelo de comportamiento del material en el proceso de mecanizado que se estudia. El análisis de la fuerza de corte, por tanto, se puede llevar a cabo a partir del establecimiento de este tipo de ecuaciones. La extrapolación de este modelo a rangos de a, p y v superiores a los estudiados experimentalmente permitirán establecer predicciones del valor de Fc para condiciones fuera de las analizadas. Las expresiones anteriores implican la dependencia explicita de los parámetros tecnológicos y la fijación del resto de las variables. No obstante, existen modelos en los que la fuerza de corte se relaciona, bien con algunas de las restantes variables, bien de forma implícita con los parámetros de corte. Así, recientemente, se han desarrollado otras expresiones para predecir la fuerza de corte. En ese sentido, Sikdar introduce un polinomio de quinto grado de la forma: Fc = A · Ar5 + B · Ar4 + C · Ar3 + D · Ar2 + E · Ar + F

ec. vii

En esta expresión, A, B, C, D, E y F son constantes y Af representa el área de desgaste del flanco de la herramienta. Por otra parte, Thomas presenta una ecuación potencial en la que incluye la dependencia de la geometría de la herramienta. Esta expresión tiene la forma: Fc = A · am · pn · lc · rd · vb

ec. viii

En esta ecuación, el parámetro l es la longitud del voladizo de la herramienta y r el radio de punta de la misma. Por su parte, Noordin propone un polinomio de segundo orden para predecir la fuerza de corte: Fc = A + (B · v) + (C · a) + (D · SCEA) + (E · SCEA2) + (F · a · SCEA)

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ec. ix

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En este polinomio, A, B, C, D, E y F son constantes, v es la velocidad de corte, a es el avance, SCEA es el ángulo de posición del filo. Finalmente, Lin y colaboradores proponen una expresión para predecir la fuerza que se presenta en el torneado, con la forma: Fc = A + (B · v) + (C · v2) + (D · a2) + (E · v · a) + (F · a · p) ec. x En esta ecuación, A, B, C, D, E y F son constantes. Esta expresión es obtenida mediante la aplicación de redes neuronales y se muestra que el porcentaje de error absoluto cometido es menor que el obtenido en análisis por regresión. En resumen, la maquinabilidad de una aleación puede determinarse a partir de criterios en la fuerza de corte y, de forma más sencilla, a partir de consideraciones sobre los valores de su componente principal. El control de la fuerza de corte y, por ende, de la maquinabilidad, puede llevarse a cabo a partir del estudio de su dependencia de las variables que intervienen en el proceso. Para unas condiciones de mecanizado fijadas, como la lubricación, el material de la pieza y el material y geometría de la herramienta, la fuerza puede escribirse como función sencilla de los parámetros de corte. Estas funciones permiten predecir el valor de dicha variable y, como consecuencia, el grado de maquinabilidad de la aleación estudiada, en las condiciones de corte establecidas.

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Capítulo 4 Metodología Experimental

Es el momento de realizar una descripción exhaustiva de la metodología utilizada para llevar a cabo los ensayos, que son la parte principal del proyecto. El punto de partida son las recomendaciones METCUT y la norma ISO 8688, que nos guían en la realización de ensayos de vida de herramienta. Adicionalmente se realiza una descripción de los equipos utilizados, así como del procedimiento para llevar a cabo las mediciones de duración de vida de herramienta.

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4. METODOLOGÍA EXPERIMENTAL 4.1. METODOLOGÍA ADOPTADA La metodología adoptada para la realización de este proyecto se fundamenta y ajusta en la medida de lo posible a las recomendaciones y observaciones que se realizan en la norma ISO 8688 (“Tool Life Testing in Milling”), parte II (“End milling”), de 1989, así como en las del instituto METCUT. Las recomendaciones de dicha norma están encaminadas en obtener la vida de herramienta de fresas enterizas de 2 ó 4 dientes, en operaciones de ranurado en acero. Por ello, se han adaptado los parámetros que podrían resultar incompatibles con la realización de los ensayos utilizando la mencionada aleación F-1140, siempre respetando las observaciones principales que nos llevarán a obtener unos resultados relevantes. Debido a la duración limitada de que se disponía al comenzar este proyecto, se han realizado los ensayos encaminados a obtener la vida de herramienta utilizando como variable de comparación tipo de líquido refrigerante. Así, en un primer ensayo, éste ha sido suministrado por un equipo MQL externo. Adicionalmente, se ha realizado un ensayo utilizando fluido de corte convencional en emulsión al 6 %, con el fin de comprobar el grado de efectividad de la técnica de lubricación por cantidades mínimas. Para la realización del presente proyecto se ha elegido el acero F-1140 debido a la gran aceptación y utilidad que tiene en la construcción y la industria de automoción. De este modo se intenta cubrir el objetivo de ofrecer unos resultados que puedan ser de utilidad para usuarios de esta tecnología (MQL) en el mecanizado de aquél material. Otro importante factor es la buena maquinabilidad de este tipo de acero, que nos evitará problemas añadidos o externos a los objetivos fundamentales del proyecto.

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ESTUDIO DEL ESTADO DEL ARTE ELECCIÓN DEL MATERIAL

SELECCIÓN DE HERRAMIENTA CÁLCULO DE PARÁMETROS DE CORTE

PREPARACIÓN DE PROBETAS PROGRAMACIÓN DEL CNC

INSTALACIÓN EQUIPO MQL

INSTALACIÓN MESA DINAMOMÉTRICA SESIONES DE TALADRADO

RECOGIDA Y ANÁLISIS DE DATOS ELABORACIÓN DE CONCLUSIONES REDACCIÓN DE DOCUMENTOS

Figura 39 – Diagrama de flujo del desarrollo del proyecto.

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4.1.1. Preparación de piezas de trabajo Como se ha comentado anteriormente, se han utilizado para la realización de las sesiones de corte probetas elaboradas a partir de barras de sección rectangular de acero F-1140. Para cumplir con las restricciones dimensionales de la mesa dinamométrica, dichas barras se han dividido en tochos de trabajo con una longitud de 170 mm, utilizando una sierra alternativa. De esta forma se han obtenido con unas dimensiones de 170 x 100 x 40 mm. Posteriormente se han acondicionado las piezas para permitir su sujeción a la mesa dinamométrica. En la figura 40 se muestra una pieza de trabajo utilizada en el ensayo, y su estado una vez efectuado el ensayo.

Figura 40 – Pieza de trabajo después de una sesión de taladrado.

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El proceso de preparación de las piezas de trabajo se puede resumir en el siguiente diagrama de flujo:

SERRADO DE BARRAS DE TRABAJO

TALADRADO AGUJEROS SUJECIÓN

LIMADO DE ARISTAS Y LIMPIADO

Figura 41 – Diagrama de flujo de la preparación de piezas de trabajo.

4.1.2. Elección de la herramienta Se ha realizado la elección de la herramienta a propuesta del fabricante HPS Tools - Hepresan, adaptando convenientemente los parámetros particulares al proyecto, obteniendo como idónea para la realización del ensayo una broca de dicha marca, modelo HA3D*6-LK con los siguientes parámetros y características:

Figura 42 – Dimensiones de la broca HA3D*6-LK de HPS Tools utilizada en el ensayo.

Z: 2 dientes L1: 66 mm L2: 28 mm L3: 36 mm D1: 6 mm D2: 6 mm

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Material:

Metal duro de microgramo K30F, recubrimiento Helica

Mango:

Cilíndrico (DIN 6537D)

Tipo:

Taladrado profundo alto rendimiento

Serie:

Eco Tool 3D En la figura 43 se muestra la broca utilizada en el ensayo.

Figura 43 – Broca HA3D*6-LK de HPS Tools.

4.1.3. Cálculo de los parámetros de corte Los parámetros de corte a utilizar durante los ensayos se han obtenido en base a los siguientes cálculos, partiendo de una condición de acabado, así como las condiciones impuestas por el fabricante (+20 %): 1. Debido a la condición de acabado, se parte de un espesor máximo de viruta de valor:

hex = 0.3mm 2. La profundidad de taladrado será de 18 mm (3*D), y se realizará en tres pasadas de 6 mm cada una, saliendo con la herramienta para evacuar viruta en cada una de ellas: 3. El avance por diente fz se puede calcular mediante la siguiente expresión:

fz =

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D ⋅ hex

sin λ ⋅ D 2 − (D − 2 ⋅ ae )

2

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Siendo D el diámetro de la herramienta, y λ el ángulo de inclinación de filo, obtenemos un valor para el avance por diente:

f z = 0,108mm 4. Finalmente, y teniendo en cuenta, tanto las limitaciones del centro de mecanizado en cuanto a velocidad del husillo n, como las recomendaciones del fabricante de la herramienta en cuanto a la velocidad de corte vc, obtenemos los parámetros restantes mediante la aplicación inmediata de las siguientes ecuaciones:

vc =

π ⋅D⋅n 1000

vf = fz ⋅n ⋅ z Siendo vf la velocidad de avance de la mesa, y z el número de dientes de la herramienta, obtenemos unos valores finales, ya mayorados en un 20% como condición del fabricante, de:

vc = 120m / min n = 6375rpm v f = 1375mm / min Debido a la condición asumida de acabado, la potencia necesaria para realizar la operación requerida por el ensayo, y cuyos parámetros se acaban de calcular anteriormente, será completamente asumible por el centro de mecanizado, y no se ha realizado un cálculo exhaustivo de demostración. No obstante, éste será uno de los

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parámetros a medir en el ensayo, y allí (en los resultados) se ofrecerán los valores registrados por la mesa dinamométrica. De igual modo, se ha comprobado que el resto de parámetros son asumibles por el centro de mecanizado, como en el caso de la velocidad del husillo, que se sitúa aproximadamente a un 80 % del régimen máximo de la misma.

4.1.4. Programación del centro de mecanizado Para llevar a cabo el ensayo encaminado a determinar la vida de la herramienta, es necesario definir la operación de mecanizado a realizar, así como la forma de llevarla a cabo. En el caso que nos ocupa, seguimos las indicaciones del instituto METCUT, así como de ensayos realizador por otros investigadores, en donde se nos proponen las condiciones óptimas para evaluar la duración de una herramienta de taladrado mediante este tipo de ensayos. Como el objetivo del ensayo es determinar cuánto tiempo, cantidad de material, longitud de corte, o número de agujeros es capaz de realizar la herramienta hasta llegar a un valor de desgaste predeterminado, se ha diseñado un programa de corte en el que la herramienta vaya realizando un mapa de agujeros con las profundidades de taladrado y secuencia definidas. De este modo, la herramienta va describiendo una trayectoria en forma alternativa, realizando los taladros en toda la superficie útil de la pieza, y con unos márgenes suficientes para evitar posibles roturas de las paredes de los agujeros (2mm).

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Figura 44 – Programación de las operaciones de taladrado con Catia V5 R15.

El programa a introducir en el control numérico se ha elaborado con la ayuda del módulo de mecanizado de Catia V5 R15, si bien, al tratarse de una operación de fácil programación, basada en la repetición de la misma operación en distintas coordenadas de una superficie, se ha terminado de elaborar manualmente por el autor. Se muestra a continuación el encabezado seguido de unas cuantas líneas de código, en las que se aprecia el ciclo de taladrado profundo utilizado (G83), así como la sucesión de coordenadas para la repetición de dicha operación. % N10

G91

G28

N20

T9

M6

N30

M3

S6375

N40

G54

N50

G00

G90

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G00

Y0.

X0.

Y0.

Z200.

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N60

G43

Z50. H9

N70

M8

N80

G00

Z25.

N90

G01

X9.

Y6.

Z2.

F50.0

N100

G83

G98

X9.

Y6.

Z-18. R1.

N110

X17.

N120

X25.

N130

X33.

N140

X41.

Q6.

F1375.0

… Evidentemente, en los ensayos realizados utilizando la aplicación de MQL, el comando que activa el fluido de corte del centro de mecanizado (N70 M8) se ha suprimido. Los agujeros sobre la pieza de ensayo quedan, de este modo, de la forma mostrada en la figura 45:

Figura 45 – Agujeros generados por el programa diseñado para el ensayo.

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4.1.5. Instalación y adaptación del equipo MQL Siguiendo las recomendaciones de instalación y puesta en funcionamiento del fabricante del equipo de lubricación por cantidades mínimas externo utilizado en los ensayos, se procedió a la instalación del mismo en el centro de mecanizado. El equipo MQL utilizado, al igual que la mayoría de modelos de lubricación externa, se suministra con sendos imanes que permiten situarlo en la zona más conveniente o de fácil acceso del centro de mecanizado. Igualmente, las espigas que nos acercan las boquillas de suministro del lubricante se adhieren al husillo (en nuestro caso) mediante el mismo método. Un esquema del proceso para la instalación y adaptación del equipo MQL es descrito en el siguiente diagrama de flujo:

RECEPCIÓN DEL EQUIPO DE MQL

LLENADO DE LUBRICANTE APTO PARA MQL

COLOCACIÓN EN EL CENTRO DE MECANIZADO

AJUSTE DE PRESIONES Y CAUDALES

ORIENTACIÓN DE LAS BOQUILLAS DE SUMINISTRO

Figura 46 – Diagrama de flujo de la instalación del equipo de MQL.

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La ubicación del equipo en el centro de mecanizado se ha realizado en un lateral del mismo, cerca de la línea de suministro de presión necesaria para su funcionamiento, como se puede apreciar en la figura 47:

Figura 47 – Situación del equipo MQL en el centro de mecanizado.

Previamente a la instalación del equipo en el centro de mecanizado, se eliminó la electroválvula de regulación de paso de aire, ya que la apertura de la llave de paso del aire a presión se realizaba manualmente. Antes de comenzar con los ensayos y puesta en funcionamiento del equipo MQL, se procedió al llenado del depósito (con capacidad para 0,5 l) del mismo con aceite lubricante específico para lubricación por cantidades mínimas, suministrado por el fabricante Rhenus Lub. (denominación comercial NOR SSL).

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Seguidamente, se procedió a efectuar la conexión a la toma de presión, y se regularon las presiones de funcionamiento según las recomendaciones hechas por el fabricante (1 bar para el depósito de aceite, y 7 bar para la pulverización por las boquillas). Se llevó a cabo una sesión de rodaje del equipo, variando presiones y caudales, para comprobar su correcto funcionamiento. Finalmente, se orientaron ambas boquillas de suministro de tal forma que el mayor tiempo posible efectuaran un ataque en caras opuesta de la broca, para cubrir la mayor proporción de ésta.

4.1.6. Instalación y calibración de la mesa dinamométrica Siguiendo las recomendaciones de instalación y puesta en funcionamiento del fabricante del dinamómetro piezoeléctrico utilizado en los ensayos, se procedió a la instalación del mismo en el centro de mecanizado. El dinamómetro piezoeléctrico se instala en el CNC mediante 4 espárragos M8x1,25 que la sujetan a la base de la mesa del centro de mecanizado. De este modo, el dinamómetro será la base a la cual se fijará la pieza objeto del ensayo, permitiendo así recoger de un modo directo los esfuerzos producidos a causa de las operaciones de mecanizado sobre la pieza de trabajo. El montaje final se muestra en la figura 48:

Figura 48 – Esquema de montaje para la medición de las fuerzas de corte.

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4.1.7. Organización y realización de sesiones de taladrado Para llevar a cabo las sesiones de taladrado que conforman la parte principal del proyecto, se precisa seguir una rutina de actuación bien definida. Ésta comprende actividades referentes tanto a la puesta a punto del centro de mecanizado como otras tan dispares como definir el sistema de sujeción de la pieza para asegurar la repetibilidad, o el sistema de interpretación de medición de desgaste. En el siguiente diagrama de flujo se muestra el procedimiento seguido para la realización de las sesiones de taladrado:

VOLCADO DEL PROGRAMA AL CONTROL NUMÉRICO

FIJACIÓN DE HERRAMIENTA EN LA MESA DINAMOMÉTRICA

REINICIAR ORIGEN DE COORDENADAS DE LA MÁQUINA

CÁCULO CORRECTOR DE LONGITUD DE HERRAMIENTA

CÁLCULO ORIGEN DE COORDINADAS DE LA PIEZA

SIMULACIÓN DE EJECUCIÓN DEL PROGRAMA

SESIONES DE TALADRADO Y TOMA DE DATOS

DESGASTE > LÍMITE

NO

SI DETERMINACIÓN VIDA DE HERRAMIENTA

Figura 49 – Organización de las sesiones de taladrado.

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Una vez instalados los equipos, preparadas las piezas de trabajo y elaborado el programa con el que realizaremos el ensayo, se procede a su volcado desde el ordenador al control numérico del centro de mecanizado. Una vez en la memoria del control numérico, se realizaron simulaciones a una velocidad reducida para comprobar que no existían movimientos extraños u otros fallos en el programa. El primer paso dado para configurar el centro de mecanizado a nuestras operaciones fue la obtención del “cero pieza”, o valor en coordenadas absolutas (máquina) del centro de coordenadas local de la pieza de trabajo. Para ello se obtuvo el valor de la posición del centro de coordenadas local de la pieza en los tres ejes de la máquina (X, Y, Z). Estos valores se introducen en el espacio de memoria escogido para nuestra operación en el control numérico. Automáticamente, al leer el programa introducido, sumará o restará según proceda estos valores para que la lectura se interprete referida al origen de coordenadas de la pieza. A continuación se procedió a la sujeción de la broca en el portaherramientas de la máquina. Con el portaherramientas en el husillo, el siguiente paso consiste en calcular la longitud de herramienta, corrector que habremos de introducir en el espacio de memoria correspondiente a esta herramienta en el control numérico. Para ello se toma la distancia entre la base del husillo y la punta de la herramienta mediante un procedimiento muy sencillo: Con la pieza situada en la posición de trabajo, se palpa alternativamente en su cara superior con la base del husillo y la punta de la herramienta, registrando los valores en el eje Z que nos ofrece la pantalla del control numérico. La diferencia entre ambos valores es la longitud de herramienta. Completadas las anteriores fases, se procedió a la realización de las sesiones de taladrado en las condiciones de lubricación requeridas en cada caso.

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4.1.8. Medición de las fuerzas de corte Las mediciones de las fuerzas de corte y los momentos asociados se registran de forma automática en un archivo informático mediante la adquisición de datos en tiempo real que nos permite el montaje realizado. La señal registrada sale de la mesa dinamométrica con un valor de unos pocos pC/N. Esta señal, una vez amplificada, se recoge por un PC equipado con una tarjeta encargada de convertir la señal analógica a digital. La frecuencia de muestreo seleccionada para la caracterización que nos ocupa, y que representa la velocidad a la que la tarjeta de adquisición de datos toma las muestras, es de 32000 Hz. Los datos adquiridos por el ordenador se guardan en formato ASCII para poder ser tratados, posteriormente, por el software Dasylab. La adquisición de datos es realizada de forma global, registrándose de este modo todos los parámetros que nos ofrece el dinamómetro piezoeléctrico (fuerzas y momentos en los tres ejes cartesianos). No obstante, el valor que servirá para determinar la potencia necesaria en la operación de taladrado será la componente de par registrada en el sentido de giro (corte) de la broca, esto es Mz. Igualmente, se analizarán los valores registrados correspondientes a la fuerza de avance (Fz) necesaria para realizar la operación de taladrado en las condiciones de corte prefijadas. No obstante, la componente de potencia aportada por la mencionada fuerza de avance es despreciable (así se considera en otros estudios anteriores) con respecto a la potencia consumida debido al efecto de corte registrado en forma de par. Con la medición y estudio de las fuerzas de corte descritas, estaremos en condiciones de ofrecer los consumos y demandas de potencia asociados a la operación de taladrado en acero F-1140, así como de correlacionar los mencionados parámetros con la duración de la herramienta y el tipo de lubricación utilizada, cubriendo así los objetivos principales del presente proyecto.

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4.2. EQUIPOS En este apartado se van a describir los equipos y máquinas que han sido necesarios para llevar a cabo los ensayos, y en general, todo el proyecto. No ha lugar a realizar una descripción exhaustiva, si bien sí se contemplarán las características principales de los equipos, así como una breve descripción de su funcionamiento si fuera procedente.

4.2.1. Centro de mecanizado El centro de mecanizado en el que se ha llevado a cabo el desarrollo de las sesiones de taladrado es un centro de mecanizado vertical de 3 ejes y medio, marca Hartford, modelo HV-35. Se encuentra ubicado en el Laboratorio de Sistemas de Fabricación del I.C.A.I., perteneciente a la Universidad Pontificia de Comillas.

Figura 50 – Centro de mecanizado Hartford HV-35.

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Las principales características de este centro de mecanizado se detallan en la tabla IX:

Ítem

Unidad

Valor

kW (HP)

7,5 (10)

r.p.m.

60 – 8000

Velocidad de avance

mm/min

1 – 7000

Desplazamiento en rápido (ejes X, Y)

mm/min

18000

Desplazamiento en rápido (eje Z)

mm/min

16000

Superficie de trabajo

mm

810 x 400

Recorrido eje Z

mm

400

Peso máximo de pieza

kg

300

Capacidad almacén herramientas

pzs

16

Peso máximo de herramienta

kg

6

mm

85 x 200

s

6

Posicionamiento

mm

0,005/300

Repetibilidad

mm

0,003

kg/cm2

6

kVA

18

kg

3800

mm

1820 x 2300

MOTOR Potencia Velocidad husillo AVANCES

ZONA DE TRABAJO

HERRAMIENTAS

Tamaño máximo de herramienta (d x l) Tiempo de cambio de herramienta PRECISIÓN

CONSUMOS Presión de aire requerida Potencia eléctrica VALORES PROPIOS Peso Superficie para su instalación

Tabla IX – Características del centro de mecanizado Hartford HV-35.

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El centro de mecanizado se rige mediante un control numérico modelo Meldas M500 del fabricante Mitshubishi. Por último se muestra en la figura 51 un pequeño esquema en planta del centro de mecanizado, así como una reproducción de su placa de características.

Figura 51 – Esquema en planta del centro de mecanizado Hartford HV-35.

CENTRO DE MECANIZADO HARTFORD SHE HONG INDUSTRIAL CO., LTD. SERIAL NO.:

OOO835

DATE:

21/II/1997

MODEL:

HV-35

SYSTEM:

FCA520AMR

NO.:

M5YT302196Y

ORIGEN:

TAIWAN

Tabla X – Placa de características del centro de mecanizado Hartford HV-35.

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4.2.2. Equipo de MQL externo El equipo de lubricación por cantidades mínimas que se ha utilizado para realizar el estudio es el modelo Smart del fabricante alemán Vogel. Es un equipo de lubricación externa mediante dos boquillas, y cuyas principales dimensiones se pueden observar en la figura 52:

Figura 52 – Esquema del equipo MQL modelo Smart de Vogel.

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El funcionamiento del equipo es muy sencillo, y se basa en el suministro de aire a presión en la zona de corte, que a su vez arrastra por efecto Venturi diminutas gotas de aceite lubricante desde el depósito presurizado. Las principales especificaciones del equipo se detallan en la tabla XI.

Ítem

Unidad

Valor

RECIPIENTE Diseño del depósito

Metálico

Posición de funcionamiento

Vertical

Capacidad del depósito

l

0,5

Altura

mm

230

Anchura

mm

75

Diámetro del depósito

mm

75

Boquillas de rociado Peso en vacío

2 kg

3,5

Presión máxima de entrada

bar

10

Presión mínima de entrada

bar

2,5

Presión máxima de servicio de aceite

bar

2

Consumo de aire por cada salida

Nl/min

50

SERVICIO DE PRESIÓN

Tabla XI – Características del equipo MQL Smart de Vogel.

EQUIPO MQL WILLY VOGEL AG (SKF GROUP) TYPE:

SMART

ORDER NO.:

UFS20 – 018

OPERATING VOLTAGE:

DC 24V 2ª

CONSTR. YEAR:

2005

SERIAL NO.:

OOO2272507

ORIGEN:

ALEMANIA

Tabla XII – Placa de características del equipo MQL Smart de Vogel.

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Un esquema de funcionamiento del equipo utilizado en este ensayo se muestra en la figura 53. La instalación y puesta a punto del equipo MQL han sido descritas en el apartado 4.1.5. del presente documento.

Figura 53 – Esquema de funcionamiento del equipo MQL modelo Smart de Vogel.

Figura 54 –Equipo MQL modelo Smart de Vogel.

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4.2.3. Microscopio estereoscópico El microscopio estereoscópico utilizado para la verificación del desgaste de filo pertenece a la marca Olympus, modelo SZH, con un rango de aumentos de 7,5x a 64x, y se aloja en el Laboratorio de Materiales del I.C.A.I., perteneciente a la Universidad Pontificia de Comillas. Si bien no se lleva a cabo una descripción en profundidad de los materiales secundarios, sí se muestra una imagen del microscopio en su ubicación habitual en la figura 55:

Figura 55 – Microscopio estereoscópico modelo SZH de Olympus.

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Este instrumento tiene la peculiaridad de permitir una visión aumentada del objeto de estudio pero sin distorsionar su forma, ya que el sistema de lentes que lleva incorporado ofrece una visión tridimensional de gran amplitud de campo.

4.2.4. Durómetro Para llevar a cabo el ensayo de dureza sobre la pieza de trabajo requerido en la norma ISO 8688, se ha utilizado el durómetro del fabricante Hoytom, tipo 1003 A, situado en el Laboratorio de Materiales del I.C.A.I., perteneciente a la Universidad Pontificia de Comillas. Una imagen del mismo en su ubicación habitual se muestra en la figura 56:

Figura 56 – Durómetro Hoytom, tipo 1003 A.

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4.2.5. Sierra alternativa Para llevar a cabo la preparación y corte a medida de las piezas de acero sobre las que se realizaron las sesiones de taladrado, se utilizó una sierra alternativa hidráulica del fabricante español Sabi, modelo SH260. Se trata de una sierra con presión de corte y mordazas ajustables, tres velocidades de corte, elevación rápida del arco, motobomba de refrigeración independiente y parada automática al finalizar el corte. Todo ello conforme a las normas de la Comunidad Europea (sello CE). A continuación se muestra la sierra alternativa en su emplazamiento original (Laboratorio de Fluidos y Calor del I.C.A.I.), perteneciente a la Universidad Pontificia de Comillas.

Figura 57 – Sierra alternativa hidráulica SH260 del fabricante Sabi.

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Las características más importantes de esta sierra alternativa se detallan en la tabla XIII:

Ítem

Unidad

Valor

CAPACIDAD DE CORTE Máximo diámetro de corte

mm

260

Máximo lado de corte

mm

260 x 260

Velocidades de corte

m/min

12 – 20 – 32

Rango de avance

mm

0.1 – 4

Alto

mm

1430

Ancho

mm

845

Largo

mm

1100

Tamaño de hoja

mm

400 x 32 x 2

Potencia

kW

1.5

Peso

kg

350

VALORES PROPIOS

Tabla XIII – Características de la sierra alternativa SH260 de Sabi.

4.2.6. Mesa dinamométrica La mesa dinamométrica está formada por cuatro sensores de medida de fuerzas en los tres ejes coordenados, que están fijados a las bases superior e inferior con una alta precarga. Cada sensor contiene tres pares de placas de cuarzo; uno de ellos sensible a la variación de presión en el eje Z, y los otros dos a las direcciones X e Y respectivamente.

Las

componentes

de

fuerza

se

miden

prácticamente

sin

desplazamiento. Las señales de salida de los cuatro sensores de fuerza están interconectadas dentro de la propia mesa dinamométrica para permitir obtener mediciones de las fuerzas resultantes, así como de los momentos. Las ocho señales están disponibles en el conector de salida de 9 pin.

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Los cuatro sensores están conectados con aislamiento a tierra. Esto elimina problemas en las señales. La

mesa

dinamométrica

está

aislada

herméticamente

para

evitar

la

contaminación de las señales y sensores por líquidos y/o lubricantes. Junto con el cable de conexión mod. 1687B5, el tipo de protección de la mesa dinamométrica es de clase IP 67. Igualmente, la base superior cuenta con un aislamiento térmico que hace que la mesa dinamométrica sea estable ante variaciones de temperatura. A continuación se muestran algunos datos técnicos de la mesa dinamométrica:

Datos técnicos

Unidad

Valor

Rango Fx, Fy

kN

-5 … 5

Rango Fz

kN

-5 … 10

Sobrecarga Fx, Fy

kN

-7,5/7,5

Sobrecarga Fz

kN

-7,5/15

Sensibilidad Fx, Fy

pC/N

-7,5

Sensibilidad Fz

pC/N

-3,7

Linealidad

% FSO

2

kHz

3,5

Rango de temperaturas

ºC

0 … 70

Capacidad (del canal)

pF

220

Resistencia de aislamiento (20 ºC)

Ohm

>1013

Resistencia de puesta a tierra

Ohm

>108

kg

7,3

Frecuencia natural

Peso propio

Tabla XIV – Características de la mesa dinamométrica 9257B de Kistler.

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En las figuras 58, 59, 60 y 61 se muestra una imagen de la mesa dinamométrica utilizada para medir las fuerzas de corte durante los ensayos, así como sus principales dimensiones y esquema de montaje.

Figura 58 – Mesa dinamométrica 9257B de Kistler.

Figura 59 – Esquema de planta de la mesa dinamométrica 9257B de Kistler.

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Figura 60 – Alzado y perfil de la mesa dinamométrica 9257B de Kistler.

Figura 61 – Esquema de conexión de la mesa dinamométrica 9257B de Kistler.

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4.3. MEDIDAS EXPERIMENTALES Para llevar a cabo con éxito los objetivos del presente proyecto es necesario poder determinar con la mayor exactitud posible los valores de las fuerzas y momentos de corte que permitirán asociar los mismos a la vida de la herramienta. Para ello, y siguiendo el procedimiento descrito en el apartado 4.1.7. del presente documento, se realizan las mediciones de los dos tipos de factores (fuerza de avance y momento de corte) que determinan la potencia de corte. No obstante, se ha tenido en cuenta la aparición de otros indicadores de desgaste en el filo de la herramienta que pudieran ser limitantes debido a su influencia en la calidad de acabado, tales como el análisis de la viruta y la aparición de chirrido constante durante la operación de taladrado.

4.3.1. Medición de la fuerza de avance (Fz) La evolución del valor de la fuerza de avance (Fz) está directamente asociada a la evolución del desgaste en la herramienta de corte. Si bien es la componente de la potencia de corte menos relevante, no es menos cierto que su relación con el desgaste del filo de la herramienta permite inferir éste de un modo cualitativo respecto a aquella con totales garantías, tal y como se podrá observar en los resultados obtenidos. La fuerza de avance multiplicada por la velocidad de avance nos permitirá determinar la componente lineal de la potencia necesaria para efectuar la operación de taladrado. Como se ha comentado anteriormente, esta componente es claramente inferior a la componente asociada al momento de corte (Mz), pero su evolución permite detectar la caída en el rendimiento de los filos de corte debido a la necesidad de ejercer mayor presión en el sentido de avance para efectuar el mismo grado de avance. El sistema de recogida de datos nos permite registrar en tiempo real la evolución de los valores de la fuerza de avance. Este sistema permite, por tanto, analizar dicha evolución en intervalos de tiempo del orden de milisegundos, y determinar el momento exacto (entrada en la pieza, salida para desahogo, etc…) en el que se produce un aumento puntual del valor de dicha fuerza, o incluso un fallo de tipo catastrófico en alguno de los filos de corte.

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Un ejemplo de la realización de este tipo de medición se puede observar en la figura 62:

Figura 62 – Medición de la fuerza de avance (Fz).

En esta figura se observa el valor (N) de la fuerza de avance durante la realización de los ensayos. Así, se distinguen grupos de cuatro registros, que corresponden a las fases de realización de los agujeros: - Primero, un marcado del agujero (2 mm) para centrar la operación. - A continuación, las tres pasadas de profundidad total de 18 mm (6 mm cada pasada), en las que se puede observar el incremento de la fuerza de corte a medida que aumenta la profundidad de pasada.

4.3.2. Medición del momento de corte (Mz) La evolución del valor del momento de corte (Mz) también está directamente asociada a la evolución del desgaste en la herramienta de corte. Si bien en este caso es la componente de la potencia de corte más relevante, ya que recoge directamente los esfuerzos de los filos de corte sobre el material para efectuar el arranque de la viruta.

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Igualmente, su relación con el desgaste del filo de la herramienta permite inferir éste de un modo cualitativo respecto a aquella con totales garantías, tal y como se podrá observar también en los resultados obtenidos. El momento de corte multiplicado por la velocidad angular de la broca permitirá determinar la componente rotacional de la potencia necesaria para efectuar la operación de taladrado. Como se ha comentado anteriormente, esta componente es claramente superior a la componente asociada a la fuerza de avance, y su evolución permite detectar con mayor precisión aún la caída en el rendimiento de los filos de corte debido a la necesidad de ejercer mayor presión en el sentido de giro para efectuar el mismo grado de avance. El sistema de recogida de datos nos permite registrar en tiempo real la evolución de los valores del momento de corte. Este sistema permite, por tanto, analizar dicha evolución en intervalos de tiempo del orden de milisegundos, y determinar también el momento exacto en el que se produce un aumento puntual del valor de dicha fuerza, o incluso un fallo de tipo catastrófico en alguno de los filos de corte. Un ejemplo de la realización de este tipo de medición se puede observar en la figura 63, en donde se refleja en Nm, el momento de corte correspondiente a la operación de taladrado descrita anteriormente (un marcado del agujero y tres posteriores pasadas, con un total de 18 mm de profundidad). En la imagen se muestra la realización casi completa de cuatro agujeros:

Figura 63 – Medición del momento de corte (Mz).

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Capítulo 5 Resultados y Discusión

Llegados a este punto podemos presentar formalmente los resultados obtenidos en los ensayos mediante las hojas de recogida de datos y algunos ejemplos gráficos. Se tratará cada ensayo individualmente, realizando una descripción de los valores obtenidos y de los fenómenos de desgaste observados.

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5. RESULTADOS Y DISCUSIÓN 5.1. OBTENCIÓN DEL VALOR DE VIDA DE HERRAMIENTA La norma ISO 8688, las recomendaciones del Instituto METCUT, así como experiencias previas de ensayos con similares características nos determinan las condiciones en las que se debe llevar a cabo un ensayo para la obtención del valor de vida de la herramienta en una operación de taladrado. Pero además de establecer las condiciones para llevar a cabo los ensayos, la norma ISO 8688 propone una hoja de recogida de datos en la que se puede resumir toda la información acerca de las condiciones del ensayo, y acerca de los resultados del mismo. Los ensayos realizados han sido reflejados en estas hojas de datos, adaptadas al caso particular de nuestro alcance y objetivos, y con la intención de recoger todos los datos relevantes para la futura interpretación y/o repetición de los mismos. Como se ha mencionado desde el inicio del documento, el motivo principal de la realización de estos ensayos es conocer el comportamiento, en cuanto a vida de herramienta se refiere, de la operación de taladrado en un acero muy utilizado en propósitos generales y en la industria de automoción (UNE F-1140), optimizando la variable referente a la lubricación, así como los parámetros de corte. Dicha comprobación de los parámetros de corte se ha llevado a cabo en condiciones de lubricación convencional por emulsión, para comprobar la validez de la aplicación del sistema MQL en estas condiciones. Así, se ha optado por comparar datos de ensayos con un caudal de MQL que se podría considerar como límite máximo para esta operación, ya que por encima de dicho valor (10 ml/h), aunque la cantidad de lubricante es insignificante en comparación con la lubricación por emulsión, se perderían las ventajas en cuanto a limpieza de la pieza y

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aprovechamiento de viruta (con dicho caudal la pieza se “moja” con lubricante, siendo necesaria su limpieza posterior para su uso, así como ocurre con la viruta).

5.1.1. Evolución de las variables en los ensayos Varias sesiones de trabajo han sido necesarias para realizar los ensayos de taladrado con la utilización como refrigerante/lubricante de emulsión al 6% de concentración en volumen. Según las estimaciones del fabricante de la herramienta de corte utilizada en los ensayos, el valor de la duración de la misma en las condiciones de corte estimadas (sin tener en cuenta el incremento del 20%) en el apartado 4.1.3. del presente documento, y en condición de lubricación mediante emulsión, debería rondar las 2000 operaciones (esto es, agujeros). No obstante, estas estimaciones del fabricante se basan en la comparación con datos obtenidos para herramientas de similares características incluidas en los catálogos de otros fabricantes. Debido a la nueva geometría de la broca desarrollada, estos ensayos son los que permitirán ofrecer una primera información tanto a fabricante como a clientes, de la duración de la broca en las condiciones impuestas. Como se ha mencionado con anterioridad, las condiciones de corte en las que se han realizado los ensayos incorporan un 20% de aumento en los valores de velocidad de giro y velocidad de avance. Estas condiciones de corte, considerablemente más “duras” que las de referencia por mayorarse el porcentaje indicado en dos variables fundamentales a la vez, han sido impuestas por el fabricante con objeto de poder demostrar un mejor rendimiento global para el cliente si se decide por el uso de esta herramienta. Tras la recogida de datos durante las sesiones de ensayos, se muestran a continuación (figura 64) los valores medios que se han registrado de las componentes de la potencia de corte (Fz y Mz).

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200 190 180 170 160 150 140 130 120 110 100

100 95 90 85 80 75 70 65 60 55 50 200

400

600

Mz (Nm)

Fz (N)

Evolución Fuerzas de Corte en F-1140 (Valores medios)

Fz (N) Mz (Nm)

800 1000 1200 1400 1600 1800 2000 Nº Agujeros

Figura 64 – Evolución de las fuerzas de corte con emulsión al 6 %.

Con los valores obtenidos de las fuerzas de corte que se han representado en la figura 65, se obtiene la evolución del valor de la potencia neta de corte necesaria para efectuar la operación de taladrado, tal y como se muestra en la figura 65:

Evolución Potencia de Corte en F-1140 (Valores medios) 1,65 1,60 Pc (kW)

1,55 1,50

Pc (kW)

1,45 1,40 1,35 1,30 200

400

600

800

1000 1200

1400

1600 1800

2000

Nº Agujeros

Figura 65 – Evolución de potencia de corte con emulsión al 6 %.

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Como se puede observar en las representaciones anteriores, la evolución en los valores de Mz experimenta una variación bastante discreta cuantitativamente. No obstante, no ocurre lo mismo con la evolución de los valores de Fz, que sí experimentan un incremento notable (+40%) cuando nos aproximamos al final del ensayo. Queda a la vista la importancia de la observación de la evolución de dicho parámetro (Fz), más que por su aportación neta al consumo de potencia necesario para efectuar la operación de taladrado, por su valor como indicador del desgaste de la herramienta, y el consiguiente incremento reflejado en la fuerza necesaria para lograr mantener los valores de avance programados en el centro de mecanizado. Extendiendo los ensayos hasta realizar un total de 2000 agujeros, se permite observar el rango de valores para los cuales la potencia consumida comienza a elevarse a gran velocidad, pudiendo así afirmar que en dicho rango se encuentra el valor límite de uso o vida de la herramienta. Los valores que se han tomado para determinar el consumo de referencia, siempre en base a otros fabricantes, nos ofrecen un rango de entre 1,2 kW y 1,3 kW, dentro del cual debería encontrarse el consumo en condiciones óptimas, o por lo menos aceptables, de la herramienta. Como era de esperar, debido al endurecimiento de las condiciones de corte de referencia en un 20%, este rango se encuentra para nuestro ensayo en torno a un consumo de 1,4 kW. A continuación se muestra la hoja de recogida de datos para el ensayo, donde se incluye toda la información necesaria para la repetibilidad y el análisis del mismo, así como los resultados obtenidos e imágenes de detalle de otros indicadores indirectos del desgaste de la herramienta, tales como la aparición de viruta quemada en las últimas sesiones.

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5.2. RELACIONES Y COMPARACIÓN DE RESULTADOS Los resultados presentados anteriormente permiten inferir un valor límite en la duración de la herramienta en la operación de taladrado sobre acero F-1140 con las condiciones de corte impuestas. En la gráfica posterior (figura 66) se representan los valores recogidos en los ensayos, junto con el correspondiente consumo de potencia. Igualmente, se consigna el límite de vida de herramienta obtenido, correspondiente a 1,55 kW, y que sitúa el valor de vida de herramienta en el entorno de los 1900 agujeros. Cabe destacar la aparición de un chirrido constante en la operación de taladrado a partir de los 1700 agujeros. Este hecho es indicativo, como así se recoge en otros estudios anteriores, del desgaste de la herramienta y de la llegada inminente al final de su vida útil. Igualmente, se ha observado, coincidiendo con este hecho, la aparición de viruta corta quemada, hecho indicativo también de la llegada al final de la vida útil de la herramienta.

Vida de Herramienta en Taladrado de Acero F-1140 1,65

190

150 N;Nm

1,60

Fz (N) Mz (Nm) Pc (kW)

1,55

130

1,50

110

1,45

90

1,40

70

1,35

50

1,30 200

400

600

kW

170

800 1000 1200 1400 1600 1800 2000 Nº Agujeros

Figura 66 – Vida de herramienta en taladrado de acero F-1140.

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De ensayos anteriores realizados se puede inferir la viabilidad del uso de la técnica de lubricación MQL para el taladrado de acero F-1140. El aumento de la vida de la herramienta que permite la utilización de la técnica MQL se debe, probablemente, a la doble función que se cumple mediante el aporte del lubricante necesario, junto con la refrigeración que produce el suministro de aire a presión en la zona de corte. En la figura 67 se muestra la comparación entre el uso de lubricante convencional y el uso de MQL en lo que a duración de herramienta se refiere.

Comparativa Emulsión - MQL

MQL 10ml/h

+ 50% Emulsión 6%

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

Vida de la herramienta (nº agujeros)

Figura 67 – Comparativa vida de herramienta entre emulsión y MQL.

La cantidad de lubricante a suministrar mediante la técnica MQL para obtener el máximo rendimiento en la operación de taladrado se establece en 10 ml/h. Este valor de caudal se ha definido como el valor para el cual se empiezan a pierden algunas de las ventajas más importantes de la aplicación de la técnica MQL, como son el grado de limpieza final (la pieza queda “mojada” con lubricante, siendo necesario llevar a cabo una limpieza para su uso posterior) y el aprovechamiento de viruta (igualmente, el valor de la viruta disminuye por el grado de humedad o suciedad de la misma).

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Capítulo 6 Conclusiones y Trabajos Futuros

Conocer la duración de la herramienta en las condiciones de corte especificadas para el acero F-1140, considerar la utilización de la lubricación mediante la técnica MQL, así como las posibles mejoras o condiciones pendientes de ensayar, son las preguntas que se intentan responder en este capítulo.

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6. CONCLUSIONES Y TRABAJOS FUTUROS 6.1. CONCLUSIONES Una vez llegados a este punto se está en condiciones de extraer algunas conclusiones de los resultados obtenidos en los ensayos realizados en este proyecto. •

En primer lugar se puede determinar la validez de la técnica de lubricación por

cantidades mínimas (MQL) para realizar operaciones de taladrado sobre acero F-1140. Observando las duraciones de herramienta de todos los ensayos, el valor de vida de herramienta utilizando la técnica MQL en condiciones óptimas de caudal (10 ml/h) puede incrementarse hasta en un 50% respecto al uso de lubricante tradicional (emulsión al 6% de concentración en volumen), con lo cual se valida la aplicación de dicha técnica de lubricación. •

En segundo lugar, los resultados de los ensayos permiten determinar la validez de la

geometría de la broca experimentada para la operación de taladrado en acero F-1140, por comparación de duración de la herramienta respecto a otras de similares características, y en unas condiciones de corte superiores tanto en velocidad de giro como velocidad de avance. •

Igualmente, a tenor de los resultados obtenidos, se puede establecer la validez del

parámetro de fuerza de avance (Fz) para la estimación del desgaste de la herramienta mediante un análisis cualitativo. Observando la variación en el incremento del valor de Fz, que muestra una clara aceleración cuando la herramienta se encuentra por encima del 80% de su vida útil, se puede establecer un sistema de monitorización que permita realizar trabajos de mantenimiento predictivo, con el consiguiente beneficio para el usuario de la herramienta. Se podrán evitar así, tanto fallos catastróficos en la herramienta, como salidas de tolerancia en el acabado superficial de los trabajos. •

Otra importante observación llevada a cabo sobre los resultados es la poca influencia

sobre la potencia de corte Pc, en términos absolutos, de la componente que representa la fuerza de avance Fz. No obstante, como se ha hecho notar anteriormente, su estudio Luis Ángel Monterrubio Álvarez

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resulta fundamental para la determinación de una correlación entre dicho valor y la vida útil de la herramienta. •

En estudios de similar alcance realizados anteriormente por otros investigadores, se

identifica el final de la vida útil de la herramienta con la aparición de un chirrido constante en la operación de taladrado. Por lo que se ha podido observar en los ensayos efectuados, ésta correlación es válida, si bien algo conservadora (la aparición del chirrido constante tuvo lugar en torno a los 1700 agujeros, mientras que la vida útil de la herramienta ha sido estimada en 1900 agujeros). •

Por otra parte, se observa la aparición de viruta corta quemada coincidiendo,

aproximadamente, con la aparición del chirrido constante en la operación de taladrado. Este fenómeno está asociado, tanto a la falta de lubricación en combinación con una alta velocidad de corte, como al desgaste del filo de la herramienta. Debido al momento en el que se ha comenzado a formar esta viruta, es perfectamente justificable asociarla al desgaste del filo de la herramienta, con lo que se puede tomar como otro factor indicativo de la vida de la herramienta. •

Por último, analizando la evolución que presenta la potencia de corte durante el

ensayo, es reseñable hacer notar que su mayor aumento coincide con la finalización de la vida útil de la herramienta. Por tanto, este efecto permite establecer igualmente una correlación entre la evolución de la potencia de corte y la llegada al final de la vida útil de la herramienta.

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6.2. TRABAJOS FUTUROS Una vez concluido el proyecto y evaluados los resultados, se advierte la posibilidad de realizar algunas modificaciones futuras que puedan mejorar la operación de taladrado en acero F-1140, así como otras que puedan completar los resultados obtenidos en el presente proyecto. •

En primer lugar, sería deseable realizar la medición de la temperatura que se

produce en la zona de corte durante los ensayos, ya que es también un factor a vigilar por intervenir directamente, tanto en la duración de la herramienta, como en el acabado superficial de la pieza a mecanizar. •

Este último aspecto (acabado superficial), si bien se puede estimar mediante la mera

observación visual de la pieza mecanizada, debería ser también controlado en futuros estudios de esta índole, ya que es un factor de total interés, y en muchos casos limitante para los usuarios, tanto de la técnica MQL, como del mecanizado convencional con refrigeración por emulsión. •

Otra modificación susceptible de desarrollar, sobre todo en la aplicación de la técnica

MQL externo, debido a la localización de la aplicación de lubricante, consistiría en un sistema de auto-orientación de las boquillas de suministro del flujo de MQL. Se permitiría, de este modo, llevar a cabo en todo momento la lubricación de la zona de corte con la orientación óptima de las boquillas de suministro y evitar intervalos de corte en los que el flujo de MQL no llega a las zonas apropiadas para su óptimo aprovechamiento, que son la entrada y la salida del filo de corte en el material de la pieza. •

Finalmente, sería deseable realizar un estudio de optimización de la operación de

taladrado analizando la influencia de los parámetros de corte en la vida de la herramienta mediante la medición de las fuerzas de corte y la temperatura en la zona de corte, con lo que se tendría una visión general de la operación que permitiría optimizar todos los parámetros que afectan a los tres factores principales a considerar: Tiempo, Coste y Calidad.

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Anexo A Información Gráfica

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ANEXO A. INFORMACIÓN GRÁFICA a) Esquema de conexiones para la adquisición de datos durante los ensayos

Para realizar con éxito la adquisición de los datos recibidos de la mesa dinamométrica se ha seguido el esquema de conexiones expuesto anteriormente con las utilidades que nos ofrece el software DasyLab. Así, se seleccionan los canales de entrada que se quieran registrar (en la imagen, todos) desde la tarjeta (1º bloque en la imagen, a la izquierda), y se llevan a un bloque denominado “aritmético”, en donde se realizarán las operaciones necesarias para ajustar la escala y/o equivalencia entre las señales registradas y los valores reales de fuerza y/o par. A continuación, las señales, con su valor real, se llevan en paralelo tanto a un fichero para su almacenamiento como archivo ASCII y su posterior tratamiento (bloque inferior central en la imagen), así como a un bloque de dibujo (bloque derecho) en el que se traducen las señales digitales recibidas (todas) en forma de líneas continuas. Por último, las señales que realmente nos interesen (en el esquema, las seis últimas), se derivan al bloque inferior derecho (bloque de representación) para poder ser observadas en pantalla tal y como se ha mostrado en las figuras 62 y 63. Luis Ángel Monterrubio Álvarez

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b) Esquema de conexiones para la lectura de los datos adquiridos durante los ensayos

Una vez realizados los ensayos y recogidos los resultados en ficheros informáticos, se procede a su estudio y análisis de un modo cualitativo, así como cuantitativamente. Para ello, siguiendo la forma de trabajo descrita en el software DasyLab, se selecciona el archivo con los datos a analizar para proceder a su lectura con el bloque izquierdo de la imagen (“Read”). Mediante el bloque “recorder” de la derecha se procesan las señales para poder representarlas gráficamente. A su vez, en paralelo, se hacen pasar las señales objeto de estudio (en la imagen, la nº10 y nº11, Fz y Mz respectivamente) por el bloque de “estadística”, que nos ofrecerá los valores máximos y mínimos, media, rango, etc… Para visualizar los valores calculados por el bloque de estadística, se conecta (parte derecha inferior de la imagen) un bloque “digital” que nos ofrecerá la evolución de los valores seleccionados, así como los valores finales obtenidos. Luis Ángel Monterrubio Álvarez

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c) Equipo de recogida de señales Kistler mod. 5070

El equipo de recogida de señales ha de ser calibrado correctamente en su rango adecuado de registro para poder leer correctamente las señales que provienen de los sensores. En función del rango de medidas a obtener, será necesario introducir en el equipo los valores de corrección adecuados según el informe de calibración correspondiente. Un ejemplo de los valores de escala se expone a continuación:

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A continuación se muestra el diagrama de bloques del equipo de recogida de señales mod. 5070B de Kistler:

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d) Equipo amplificador de señales DBK 215

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d) Diagrama de bloques de la tarjeta de adquisición de datos DaqBoard 500 Series

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e) Formación de viruta después de 400 operaciones

e) Formación de viruta después de 1.700 operaciones

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Bibliografía

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