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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.
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
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
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
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:
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
• 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.
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
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
Luis Ángel Monterrubio Álvarez I
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
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
Luis Ángel Monterrubio Álvarez 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
Luis Ángel Monterrubio Álvarez 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)
Luis Ángel Monterrubio Álvarez 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
Luis Ángel Monterrubio Álvarez VI
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
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
Luis Ángel Monterrubio Álvarez 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
Luis Ángel Monterrubio Álvarez 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
Luis Ángel Monterrubio Álvarez IX
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
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
Luis Ángel Monterrubio Álvarez X
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
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.
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 1 -
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.
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 2 -
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
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.
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 3 -
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
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.
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 4 -
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
2. OBJETIVOS
Los objetivos principales que motivan la realización de este proyecto se pueden
resumir en los siguientes puntos:
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).
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.
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:
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.
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.
Desarrollo personal en el ámbito de la investigación, y fomento del mismo entre
el resto de alumnos.
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 5 -
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
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:
Aceites íntegros.
Emulsiones oleosas.
Soluciones semi-sintéticas.
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:
Aceites minerales (de tendencias nafténica o parafínica).
Aceites animales o vegetales.
Aceites sintéticos (alquilbencenos…).
Emulgentes:
- Catiónicos.
- Aniónicos (como Na2SO4).
- No iónicos (como trietanolamina, poliglicoléter, alilfenol oxietilo…).
Inhibidores de corrosión:
- Nitritos (NaNO2, nitrito de diciclohexilamonio…).
- Aminas (mono-bi-trietanolamina, ciclohexilamininas…).
- Boratos (bacterioestático) y carbonatos.
- Otros (ácido butilbenzoico…).
Bactericidas – fungicidas (como fenoles, formoles, pentaclorofenoles…).
Aditivos de extrema presión:
- Parafinas cloradas.
- Aditivos sulfurados.
- Aditivos fosforados (dialquilfosfato de cinc…).
- Aceites minerales grasas, alcoholes…
Humectantes o estabilizantes (como poliglicoles, alcoholes y fosfatos de
aminas).
Antiespumantes (siliconas como dimetilsiloxan).
Colorantes.
Acomplejantes (EDTA).
Metales pesados (molibdeno, cinc).
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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:
MH o Aceites Puros.
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 sintéticos
OtrosPropiedades
reductoras de la fricción
Propiedades Extrema Presión químicamente no
activas
Propiedades Extrema Presión
químicamente activas
No
MHA *
MHB * *
MHC * *
MHD * *
MHE * * *
MHF * * *
MHG * Grasas
Aceites Puros
MHH * Jabones
Tabla I – Clasificación y propiedades de los Aceites Puros.
Código ISO-L Tipo de producto y principales propiedades
Emulsiones Micro emulsiones Soluciones Otros
Propiedades reductoras de
la fricción
Propiedades Extrema presión
No
MAA *
MAB * *
MAC * *
MAD * *
MAE *
MAF * * y/o *
MAG *
MAH * * y/o *
Fluidos acuosos
MAI * 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
INDIVIDUAL
• Menor riesgo de la pérdida de calidad de un baño.
• 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 baños frecuentemente en desuso.
CENTRALIZADO
• Labores de mantenimiento y control simplificadas.
• Unificación del tipo de fluido de corte en uso.
• Toda la masa de fluido constantemente en movimiento y homogeneización.
• Condiciones de compra más ventajosas por cantidad.
• Riesgo grande.
• Los periodos de cambio paralizan la producción.
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:
Mecanizado en seco.
Técnicas MQL con fluidos de corte biodegradables y no tóxicos.
Gases refrigerantes.
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.
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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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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
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:
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.
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.
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 - 16 -
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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...).
Lubricante
Aire comprimido
Control y
dosificación
Aerosol hacia el husillo
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
SUMINISTRO AIRE
INSTALACIÓN TRABAJO
ELECTRICIDAD
MANTENIMIENTO DEPRECIACIÓN
CONSUMIBLES
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:
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.
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.
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.
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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:
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.
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.
Las piezas mecanizadas se encuentran casi secas, por lo que en muchos casos
no es necesaria una posterior operación de limpieza.
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.
EFECTO VENTURI
MEZCLA DE PULVERIZACIÓN
MEZCLA DE ROCIADO
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.
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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 - 27 -
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
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:
Fundición: aleaciones Fe-C que no se prestan prácticamente a la deformación
plástica, con un contenido de carbono superior al 2% en peso.
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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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
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.
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.
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
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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.
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.
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.
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.
Austenita: aparece en aleaciones con altos contenidos en níquel, lo que
aumenta su resistencia a altas temperaturas. La austenita tiene una dureza
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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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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
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:
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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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
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).
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).
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 Valor Densidad (g/cm3) 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:
Mecánico (A).
Térmico (B).
Químico (C).
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…
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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.
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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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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
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:
Dureza.
Resistencia – tenacidad.
Estabilidad química.
Difusión térmica – conductividad.
Expansión térmica.
Inactividad superficial.
Filo adherido.
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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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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
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:
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.
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
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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:
En un primer momento el filo agudo de la herramienta se descascarilla
rápidamente y aparece una zona de desgaste de dimensiones fijas.
En la segunda etapa el desgaste progresa de una manera uniforme.
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.
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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).
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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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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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).
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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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:
Una determinada profundidad del desgaste de la cara de desprendimiento (KT).
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.
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.
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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
Variación en avance
Avance constante
Dur
ació
n
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:
nr
r
c
TT
vv
⎟⎠⎞
⎜⎝⎛=
nrrnc TvTv =
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:
mVB
nVB
yr
xzc VBCTafv ⋅=⋅⋅⋅
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
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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:
( )( )nf
g
c TS
EKv
60
5⋅
⋅=
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.
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Coeficiente Kv con riego
Tipo de A.R. %W %Cr %V %C %Co %Mn sin
riego medio máximo
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
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:
La naturaleza del material a trabajar.
Naturaleza del material de la herramienta.
Geometría del filo.
Sección de la viruta.
Máquina empleada.
Refrigeración.
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.
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 67 -
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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:
UNE 16-149-82: Geometría de la parte activa de las herramientas de corte,
equivalente a la ISO 3002/1-1982.
ISO 8688-1-1989: Tool life testing in milling. Part 1: face milling, Part 2: end
milling.
ISO 3685-1993: Tool life testing with single point turning tools.
ISO 10899-1996: High speed steel two-flute twist drills. Technical specifications.
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.
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 68 -
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En estos ensayos se busca definir de forma óptima:
La velocidad de corte a utilizar en un proceso, que reduzca el desgaste de la
herramienta o haga máxima la productividad.
Las condiciones de inmersión, esto es el avance por diente y las profundidades
de pasada axial y/o radial.
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.
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 69 -
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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
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 70 -
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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.
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 71 -
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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
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 72 -
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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 - 73 -
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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
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 74 -
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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
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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 - 77 -
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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.
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 79 -
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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) ec. ii
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 80 -
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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
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 81 -
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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 · Ar
4 + C · Ar3 + D · Ar
2 + 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) 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.
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 84 -
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
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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RECOGIDA Y ANÁLISIS DE
DATOS
INSTALACIÓN MESA
DINAMOMÉTRICA
INSTALACIÓN EQUIPO MQL
PROGRAMACIÓN DEL CNC
CÁLCULO DE PARÁMETROS
DE CORTE
PREPARACIÓN DE PROBETAS
SELECCIÓN DE HERRAMIENTA
ELECCIÓN DEL MATERIAL
ELABORACIÓN DE
CONCLUSIONES
SESIONES DE TALADRADO
REDACCIÓN DE DOCUMENTOS
ESTUDIO DEL ESTADO DEL
ARTE
Figura 39 – Diagrama de flujo del desarrollo del proyecto.
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 86 -
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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:
TALADRADO AGUJEROS SUJECIÓN
LIMADO DE ARISTAS Y LIMPIADO
SERRADO DE BARRAS DE
TRABAJO
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
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 88 -
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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:
mmhex 3.0=
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:
( )22 2sin e
exz
aDD
hDf⋅−−⋅
⋅=
λ
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 89 -
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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:
mmfz 108,0=
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:
1000nDvc⋅⋅
=π
znfv zf ⋅⋅=
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:
min/120mvc =
rpmn 6375=
min/1375mmv f =
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
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 90 -
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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).
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 91 -
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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 G00 Y0. Z200.
N20 T9 M6
N30 M3 S6375
N40 G54
N50 G00 G90 X0. Y0.
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 92 -
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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. Q6. F1375.0
N110 X17.
N120 X25.
N130 X33.
N140 X41.
…
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.
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 93 -
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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:
LLENADO DE LUBRICANTE APTO
PARA MQL
COLOCACIÓN EN EL CENTRO DE
MECANIZADO
AJUSTE DE PRESIONES Y CAUDALES
ORIENTACIÓN DE LAS BOQUILLAS DE
SUMINISTRO
RECEPCIÓN DEL EQUIPO DE MQL
Figura 46 – Diagrama de flujo de la instalación del equipo de MQL.
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 94 -
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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).
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 95 -
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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.
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 96 -
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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:
REINICIAR ORIGEN DE COORDENADAS DE LA
MÁQUINA
FIJACIÓN DE HERRAMIENTA EN LA
MESA DINAMOMÉTRICA
CÁCULO CORRECTOR DE LONGITUD DE
HERRAMIENTA
DESGASTE > LÍMITE
CÁLCULO ORIGEN DE COORDINADAS DE LA
PIEZA
SIMULACIÓN DE EJECUCIÓN DEL
PROGRAMA
SESIONES DE TALADRADO Y TOMA DE
DATOS
NO
SI
VOLCADO DEL PROGRAMA AL
CONTROL NUMÉRICO
DETERMINACIÓN VIDA DE HERRAMIENTA
Figura 49 – Organización de las sesiones de taladrado.
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 97 -
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
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.
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 98 -
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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.
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 99 -
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
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.
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 100 -
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
Las principales características de este centro de mecanizado se detallan en la
tabla IX:
Ítem Unidad Valor MOTOR
Potencia kW (HP) 7,5 (10)
Velocidad husillo r.p.m. 60 – 8000
AVANCES
Velocidad de avance mm/min 1 – 7000
Desplazamiento en rápido (ejes X, Y) mm/min 18000
Desplazamiento en rápido (eje Z) mm/min 16000
ZONA DE TRABAJO
Superficie de trabajo mm 810 x 400
Recorrido eje Z mm 400
HERRAMIENTAS
Peso máximo de pieza kg 300
Capacidad almacén herramientas pzs 16
Peso máximo de herramienta kg 6
Tamaño máximo de herramienta (d x l) mm 85 x 200
Tiempo de cambio de herramienta s 6
PRECISIÓN
Posicionamiento mm 0,005/300
Repetibilidad mm 0,003
CONSUMOS
Presión de aire requerida kg/cm2 6
Potencia eléctrica kVA 18
VALORES PROPIOS
Peso kg 3800
Superficie para su instalación mm 1820 x 2300
Tabla IX – Características del centro de mecanizado Hartford HV-35.
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 101 -
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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.
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 102 -
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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.
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 103 -
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
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 2
Peso en vacío kg 3,5
SERVICIO DE PRESIÓN 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
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.
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 104 -
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
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.
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 105 -
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
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.
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 106 -
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
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.
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 107 -
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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.
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 108 -
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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
VALORES PROPIOS 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
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.
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 109 -
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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 <1
Histéresis % FSO <0,5
Rigidez Cx, Cy kN/um >1
Rigidez Cz kN/um >2
Frecuencia natural 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
Peso propio kg 7,3
Tabla XIV – Características de la mesa dinamométrica 9257B de Kistler.
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 110 -
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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.
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 111 -
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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.
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 112 -
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
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.
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 113 -
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
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.
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 114 -
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
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).
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 115 -
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
Resultados y Discusión Capítulo 5
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.
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 116 -
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
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
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 117 -
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
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).
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 118 -
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
Evolución Fuerzas de Corte en F-1140(Valores medios)
100110120130140150160170180190200
200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000
Nº Agujeros
Fz (N
)
50556065707580859095100
Mz
(Nm
)
Fz (N)
Mz (Nm)
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)
1,30
1,35
1,40
1,45
1,50
1,55
1,60
1,65
200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000
Nº Agujeros
Pc (k
W)
Pc (kW)
Figura 65 – Evolución de potencia de corte con emulsión al 6 %.
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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
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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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
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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
50
70
90
110
130
150
170
190
200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000
Nº Agujeros
N;N
m
1,30
1,35
1,40
1,45
1,50
1,55
1,60
1,65
kWFz (N)Mz (Nm)Pc (kW)
Figura 66 – Vida de herramienta en taladrado de acero F-1140.
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Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 123 -
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.
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).
Comparativa Emulsión - MQL
0 500 1000 1500 2000 2500 3000
Emulsión 6%
MQL 10ml/h
Vida de la herramienta (nº agujeros)
+ 50%
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Conclusiones y Trabajos Futuros Capítulo 6
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.
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 124 -
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
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 - 125 -
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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.
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 126 -
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
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.
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 127 -
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
Información Gráfica Anexo A
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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
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.
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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.
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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:
Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 131 -
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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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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
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