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Procesos de arranque de viruta y no convencionales que se aplican en la industria metalmecánica Presentation · November 2008 DOI: 10.13140/ 10.13140/RG.2.1.3915.416 RG.2.1.3915.4168 8
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PROCESOS DE ARRANQUE DE VIRUTA Y NO CONVENCIONALES QUE SE APLICAN EN LA INDUSTRIA METALMECÁNICA Ing. Daniel Martinez Krahmer INTI-Mecánica Noviembre de 2008
PROCESOS DE ARRANQUE DE VIRUTA Y NO CONVENCIONALES QUE SE APLICAN EN LA INDUSTRIA METALMECÁNICA Ing. Daniel Martinez Krahmer INTI-Mecánica Noviembre de 2008
PROCESOS DE ARRANQUE DE VIRUTA Y NO CONVENCIONALES QUE SE APLICAN EN LA INDUSTRIA METALMECÁNICA Breve reseña del contenido: La máquina-herramienta. Movimientos de corte y alimentación. Criterios de selección. Concepto de flexibilidad y automatización. Características técnicas de máquinas convencionales y de control numérico. La herramienta de corte. Materiales: requisitos y clasificación. Geometría. Normalización de insertos intercambiables y portainsertos. Calidad de los insertos de metal duro. Condiciones de corte. Velocidad de corte, avance y profundidad de pasada. Volumen de viruta. Tiempo de mecanizado. Vida útil. Ecuación de Taylor. Duración económica de herramientas. Operaciones de desbaste y terminación. Selección de herramientas y condiciones de corte en operaciones de torneado, roscado con inserto, torneado de terminación, agujereado con brocas con insertos, fresado tradicional y con fresa de punta esférica. El mecanizado de alta velocidad. La máquina-herramienta a CNC. Preparación del torno, puntos característicos. Medición de herramientas. Función herramienta. Tabla de herramientas. Tipos de programación: manual, manual paramétrica y automática (CAD-CAM). Programación manual ISO. Funciones preparatorias, misceláneas. Ciclos fijos de programación. Resolución de problemas de dificultad creciente. Algunos trucos referidos a CNC. Procesos de corte no convencionales: láser, chorro de agua con abrasivos, punzonado y electroerosión por hilo. Rectificado.
PROCESOS DE ARRANQUE DE VIRUTA Introducción Se denomina proceso tradicional de arranque de viruta, a una serie de procesos de conformado (torneado, agujereado, fresado), en los cuales se combinan el trabajo de una máquina-herramienta (torno), con una herramienta de corte de forma definida (bit) y cuya dureza es siempre superior a la del material a mecanizar, operando a unas condiciones de corte prefijadas (velocidad de corte, avance y profundidad de pasada), elegidas en función del tipo de material a mecanizar, del material de la herramienta y de la máquina utilizada, con el objeto de transformar un material de partida en una pieza terminada, por sucesivas remociones de capas de material, que se convierten en viruta. Este proceso secuencial, se produce en razón de una acción mecánica principal: la deformación plástica del material que se transforma en viruta (en los procesos de arranque de viruta, es tan elevado el grado de deformación plástica, que la viruta resultante es mucho más dura que el material que le dio origen, y su espesor es mayor que la profundidad de pasada que la produjo). Dada esta definición, quedan de alguna manera determinados los actores de todo proceso de arranque de viruta. Estos son: a) la máquina-herramienta, b) la herramienta de corte y c) las condiciones de corte.
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Es decir que, analizar uno de estos procesos de arranque de viruta, significa examinar estas tres partes que lo componen, siempre con una mirada sobre la pieza a obtener, y a partir de un plano de especificaciones. En referencia a la pieza, nos va a interesar conocer en que material deberá ser construida, cuales son sus propiedades mecánicas,-como dureza o resistencia a la tracción-(indicativas de su grado de maquinabilidad), sus dimensiones y tolerancias, el tamaño del lote a fabricar, de modo que podamos definir, la tecnología a utilizar para su fabricación. A continuación, analizaremos cada una de las tres partes citadas: LA MÁQUINA-HERRAMIENTA Movimientos principal de corte y de alimentación Las máquina-herramientas por arranque de viruta, se caracterizan, porque permiten generar diferentes superficies, mediante la combinación de dos o más movimientos, de características bien diferenciadas. Uno de ellos, denominado movimiento principal de corte, y uno o más movimientos adicionales, llamados de alimentación o avance. Por citar un sencillo ejemplo. En un torno, podemos obtener una superficie cilíndrica, mediante la combinación del giro de la pieza (movimiento principal de corte), con el avance longitudinal de la herramienta de corte (movimiento de alimentación). Esta situación se muestra en la Figura 1.
Figura 1: Torno paralelo (Fuente: Fundamentos del corte de metales y de la máquina-herramienta. Boothroyd) Genéricamente, el movimiento principal de corte, es aquel movimiento que permite, dada su existencia, se pueda producir el desprendimiento de viruta. Volvamos al ejemplo anterior. Si tengo la pieza girando, y simplemente hago contacto con la herramienta sobre ella (con la pieza girando en el sentido que corresponda. Antihorario en la Figura 1), ocurrirá el arranque de viruta. Para que la extracción de viruta se vuelva continua, será necesario contar con un movimiento adicional longitudinal (en el caso 3
que se desee generar una superficie cilíndrica), el llamado movimiento de alimentación o avance. Otro aspecto necesario de ser comentado, tiene que ver con que estos movimientos son de tipo relativo, es decir, se necesita de la existencia de las dos clases de movimientos, pero no necesariamente ocurrirá que siempre la pieza posea el movimiento principal de corte, y que la herramienta tenga el de alimentación. Por citar un caso opuesto al del torneado, en el fresado (Figura 2), la herramienta está dotada del movimiento principal de corte (rotación), mientras que la pieza, fijada a la mesa de la fresadora, será la vinculada al movimiento de alimentación. Entonces, para lograr una superficie plana, sobre la cara superior del material a mecanizar, la herramienta deberá girar, mientras la pieza avanzará en forma longitudinal.
Figura 2: Fresadora vertical (Fuente: Fundamentos del corte de metales y de la máquina-herramienta. Boothroyd) En la definición inicial se habla de uno o más movimientos de alimentación, ya que, en el caso de tornear una superficie cónica, por ejemplo, en un torno CNC, el movimiento de avance paralelo a la dirección del cono, se obtiene, con movimientos simultáneos y sincronizados de los ejes longitudinal (eje Z) y transversal (eje X), para comandar el desplazamiento de la herramienta (ver la disposición y nomenclatura de los ejes del torno en la Figura 1). Criterios de selección de una máquina-herramienta Este apartado no suele ser tratado en la bibliografía, con la excepción del libro “Máquinas y herramientas modernas” de Mario Rossi. Nos basaremos entonces en los conceptos allí vertidos. Para el caso de tener que seleccionar una máquina herramienta, con el fin de realizar un determinado tipo de trabajo, partiendo del plano de fabricación y de la cantidad de piezas a fabricar, se deberán analizar las siguientes variables:
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Forma de la pieza Las superficies que componen la pieza a mecanizar, son el principal indicio del tipo de máquina a emplear. Si la pieza posee superficies cilíndricas, la máquina a usar será un torno. Si en cambio posee superficies planas, con forma de paralelepípedo, se tratará de una fresadora. Tamaño de la pieza Es evidente que, una pieza puede poseer geometría de revolución, típica de aquellas a ser mecanizadas en un torno, pero en algún caso esta pieza podrá ser de 50mm de diámetro por 100mm de longitud, o en otros casos, podrá resultar de 1m de diámetro por 3m de longitud (como puede ser un rodillo de laminación), o más aún. Resulta claro entonces que, habrá una máquina apta para el primer caso, y otra máquina de mayor tamaño, para el segundo. Previo a tratar el item correspondiente a la cantidad de piezas a fabricar, es necesario referirnos a los denominados sistemas de fabricación (FMS, FMC, Transfer), dada su relación con este apartado. SISTEMAS FLEXIBLES DE MANUFACTURA (FMS) Definición Si bien en la bibliografía no existe un consenso único para definir el significado de FMS, por su simplicidad y claridad aceptaremos aquel que dice: “ Un sistema flexible de manufactura (FMS), es un agrupamiento de máquinas individualmente flexibles (CNC) e independientes, relacionadas a través de un sistema de transporte de materia prima, con capacidad para producir diferentes piezas de una familia de piezas en forma aleatoria, controlado por una computadora central vía DNC, en el que no se requiere participación humana (Unmanned process = Proceso desatendido) por largos períodos de tiempo”. Por flexible debe entenderse la capacidad del sistema, para poder pasar de fabricar una pieza A a otra pieza B, con bajo setup (Preparación de máquina). Mientras que se llama Autonomía de un sistema FMS, al tiempo durante el cual el sistema puede funcionar sin necesidad de atención humana. Introducción Es evidente que, hasta la aparición de la tecnología de control numérico (a nivel industrial, algunos de los primeros tornos de CNC fueron presentados en Chicago, en la Exposición IMTS de 1955), las máquinas-herramienta convencionales fueron eminentemente mecánicas y totalmente dependientes de las habilidades del operador, lo que no significa que no hubiera máquinas mecánicas especiales con distinto grado de automatización (por citar un ejemplo, en los años 50, en aquellos casos en que se requería realizar una alta producción de piezas de revolución iguales, se recurría a los tornos denominados automáticos, gobernados por levas para el avance de las herramientas y dotados de alimentador de barra, para asegurar un proceso automático). Sin embargo, dado que la automatización de estas máquinas se lograba por medio de complejos sistemas mecánicos trabajando en forma sincronizada y que algunos componentes de dichos 5
sistemas (levas) debían diseñarse, construirse y montarse en la máquina, según fuera la forma de la pieza a mecanizar, es también cierto, que el tipo de automatización de esa época, era una “automatización rígida”, pues para cambiar de una pieza a otra mediaba un importante tiempo de preparación (en algunos casos, la preparación y puesta a punto de la máquina podía llevar varios días). En consecuencia, un sistema de este tipo sólo podía ser aplicado económicamente cuando el lote de fabricación era de un número muy grande de piezas. Como corolario de lo expuesto, existía una enorme brecha entre la variedad y el tamaño de los lotes de fabricación que podían realizarse con las máquinas convencionales (gran variedad, pero lotes de pocas piezas), y las automáticas. Esta idea, explica dos cosas. En primer lugar, el motivo por el cual las empresas fabricaban una variedad limitada de productos en enormes cantidades – “escarabajo” de Volkswagen- y, en segundo lugar, la razón por la que el producto tenía presencia durante largos años en el mercado. El advenimiento en la industria de las máquinas-herramienta automatizadas por control numérico, permitió insertar en la brecha mencionada, un sistema de fabricación adecuado para la manufactura de lotes más pequeños de piezas y una gran variedad, en virtud -fundamentalmente- de una drástica disminución en los tiempos de preparación de máquina (visto que las acciones de una máquina CNC se gobiernan desde un programa introducido en la unidad de gobierno, que dicho programa se realiza mientras la máquina esta ejecutando el trabajo previo –en el caso de una pieza nueva- o está en el directorio de la unidad de gobierno –en el caso de una pieza que ya fue mecanizada en el pasado-, y además que el herramental usado es normalizado, en el caso de tratarse de un trabajo a ser efectuado en un torno CNC, pasar de una pieza a otra, las más de las veces significa definir las dimensiones en máquina de algunas herramientas, cambiar de posición las mordazas del plato y llamar al programa-pieza, por lo que la máquina está preparada para realizar el nuevo trabajo –la mayoría de las ocasiones- en menos de una hora). Estas máquinas incorporan además, para aumentar su autonomía, cambiadores automático de herramientas, desplazamiento programable de la pínula de la contrapunta, apertura-cierre de mordazas programable, doble husillo, traslados de origen y en algunos casos excepcionales aún (centros de torneado), cambiador automático de mordazas y herramientas rotativas para agujereado y fresado. A este tipo de automatización se la denomina “automatización flexible” ya que puede cambiarse fácilmente de pieza a fabricar y puede trabajarse sobre una variedad importante de ellas (la disponibilidad de esta tecnología facilitó a los fabricantes poder ampliar su variedad de productos y acortar su tiempo de permanencia en el mercado). Sin embargo, la pequeña autonomía de los sistemas de fabricación con máquinas CNC (más evidente en el caso de los tornos CNC), en donde la carga y descarga de piezas las realiza un operario, no las torna viable en aquellos casos que los lotes de fabricación están formados como mínimo de varios cientos de piezas. Por lo tanto, con el objeto de ocupar esta importante franja de producción, surgieron los sistemas flexibles de manufactura (FMS = Flexible Manufacturing Systems), sobre los que nos referiremos con exclusividad más adelante. 6
Además de los sistemas de fabricación mencionados, existen los sistemas de transferencia (habitualmente denominados Transfer), diseñados a partir de la pieza a fabricar, en los que la misma es “transferida” (transportada) automáticamente de una estación de mecanizado -en la que se le realizan un conjunto de operaciones de mecanizado- a la siguiente estación, por medio de, una mesa circular rotativa -Máquina Transfer rotativa- o por un transportador lineal -Máquina Transfer lineal- (Un esquema de ambas configuraciones puede observarse en la Figura 3 ).
Figura 3: Máquina Transfer lineal (Izquierda) y Transfer rotativa (Fuente: Fundamentos del corte de metales y de la máquina-herramienta. Boothroyd) Estos sistemas se aplican a la producción en masa de –normalmente- una única pieza (por ejemplo, se utilizan sistemas transfer lineales para el mecanizado de blocks de automotor). A modo de resumen, en la Figura 4 se presentan las áreas de aplicación de los distintos sistemas de fabricación analizados (El sistema FMC = Flexible Manufacturing Cell ó Célula Flexible de Manufactura, se explicará más adelante), ordenados según la variedad de piezas a que pueden ser aplicados y a la cantidad de piezas que constituyen sus lotes típicos de fabricación (los valores que aparecen en la Figura 4, sólo deben ser considerados como orientativos).
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Figura 4: Sistema de fabricación vs tamaño de lote Variedad de pieza 1000 Máquina convencional
100
CNC 10
FMC FMS
1
Transfer 10
100 1000 10000 Tamaño d el lote ( N° de piezas)
Reseña histórica El primer sistema FMS fue desarrollado por la firma MOLINS de Inglaterra y exhibido por primera vez en el año 1967 y posteriormente mejorado en 1968. Fue denominado por la empresa como “SYSTEM 24”, pues se lo diseñó para funcionar con una autonomía de 24 (veinticuatro) horas. Lamentablemente y a pesar del éxito inicial, el sistema fue abandonado por la firma, cayendo la idea en el olvido, a tal punto que actualmente muchos ingenieros de manufactura ingleses nunca han oído hablar del tema. No obstante, la idea volvería a fructificar en otras latitudes, cuatro años después (1972). La compañía japonesa TOYODA MACHINE WORKS LTD, luego de un año de desarrollo, junto a un fabricante de máquinas copiadoras, presentó su sistema FMS, el primero en todo Japón. Para ello, utilizando nociones de “Tecnología de Grupo” (este concepto fue claramente explicado por Durie como: “La tecnología de grupo es el reconocimiento de que muchos problemas son semejantes y que agrupando problemas semejantes, puede encontrarse una solución única, ahorrando tiempo y dinero”), seleccionaron dentro de algunas docenas de piezas de aluminio, 14 de ellas que presentaban requerimientos semejantes de manufactura y el sistema fue diseñado para producir 5000 piezas por mes de dicha familia de piezas (dicho sistema contaba con cinco centros de mecanizado y flujo de piezas al azar). Componentes Con el objeto de facilitar la comprensión de este tópico, lo analizaremos a partir de los sistemas FMC (Célula Flexible de Manufactura), entendiendo por ello como una máquina CNC, asistida para la carga y descarga de piezas (sistema de alimentación de piezas) por un robot o manipulador, en el caso de un FMC de torneado, y por un sistema de doble mesa (sistema Pallet) o incluso multi-pallet, en el caso de un FMC de fresado. Este sistema de 8
fabricación es el paso previo a un sistema FMS, el cual no es otra cosa que un conjunto de FMC integrados, en donde el transporte de piezas entre ellos se realiza en forma automática por medio de sistemas de transporte. Los sistemas FMS muy difícilmente mezclan FMC de torneado con FMC de fresado, por lo que estudiaremos los componentes de ambos sistemas por separado. Componentes de los sistemas FMC a) FMC de torneado Existen dos configuraciones básicas que se diferencian por la ubicación del robot utilizado para la carga-descarga de piezas respecto del torno CNC. Una de las configuraciones -que dificulta el acceso a la máquina- es aquella que empleando un robot de 4 grados de libertad y doble gripper (“mano mecánica” para la toma de piezas), emplazado en una posición similar a la que ocuparía el operador de la máquina próximo al husillo, toma las piezas preformadas y deposita las ya mecanizadas sobre un transportador cerrado de piezas, ubicado paralelo a la máquina y por detrás de la posición del robot (Ver Figura 5).
Figura 5: Sistema FMC DANOBAT de torneado con robot de ubicación lateral (Fuente: La fábrica flexible. Ferré Masip) Este sistema posee una autonomía que depende de la longitud del transportador de piezas y del tiempo de fabricación unitario de cada una de las piezas (varía de acuerdo con la complejidad geométrica de la pieza y si se la mecaniza en una o dos agarres). La segunda configuración (más ampliamente usada), corresponde a aquella en la cual un robot de tipo pórtico se ubica por encima de la máquina, sin obstaculizar el acceso a la misma, con una gran carrera de desplazamiento paralela al eje Z del torno, tomando piezas preformadas del sector ubicado por detrás del husillo, alineado con el, y dejando las piezas terminadas del lado opuesto (Figura 6).
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Figura 6: Sistema FMC de torneado con robot de pórtico ubicado encima del torno CNC (Fuente: La fábrica flexible. Ferré Masip) En el caso de tratarse de piezas que deban ser mecanizadas en dos posiciones, el torno es de tipo bihusillo y el robot posee el gripper con capacidad para rotar 180 grados, de manera que, una vez mecanizada la primera posición de la pieza en el primer husillo, con el husillo detenido toma la pieza, se abre la mordaza, se retira ligeramente, gira 180 grados y finalmente la deposita sobre el segundo husillo (la configuración del torno de la Figura 6 es de este tipo). En la Argentina empresas como Spirax-Sarco y Carraro de Argentina, poseen sistemas FMC como los descriptos. b) FMC de fresado Existe una diferencia radical en el tratamiento de la manipulación de piezas en el caso de tornos y centros de mecanizado. En el torno, se usa habitualmente un plato autocentrante que con mordazas de desplazamiento automático, toma la pieza (siempre de revolución) a partir de un diámetro de la misma, facilitando el procesamiento individual de las piezas. En cambio, en los centros de mecanizado, el sistema de fijación (que va montado sobre la mesa de la máquina) depende de la forma de la pieza a mecanizar, razón por la cual, se trabaja con dispositivos de fijación prismáticos para pallets (generalmente se pueden fijar piezas en cuatro de sus caras), con la altura máxima adaptada a la capacidad de la máquina, para poder albergar la mayor cantidad de piezas iguales (para piezas grandes, una por cara, y en el caso de piezas pequeñas, la mayor cantidad admisible, especialmente cuando las operaciones de mecanizado son muy cortas), incrementando la autonomía del proceso de fabricación (el montaje de las piezas semielaboradas sobre estos dispositivos de fijación prismática se realiza en forma manual, porque la máquina está siempre mecanizando). Se recurre a la paletización, para disminuir el tiempo de montaje de las piezas en máquina. El pallet es el elemento que permite flexibilizar el montaje de cualquier pieza a la máquina, dado que lo que se acopla a la misma es siempre el pallet. Por ello, como ya se explicó, el montaje de 10
mecanizado – propio de cada pieza – y que es en general lento, se realiza fuera de la máquina, en la denominada estación de montaje de piezas en pallet. Se trabaja con sistemas de fijación modular, que permiten el diseño y realización de montajes para distintas piezas usando elementos comunes. Como consecuencia de lo analizado, para que el proceso resulte automático en los centros de mecanizado que forman parte de un sistema FMC, se requieren tres condiciones muy importantes: que posean un sistema de intercambio de mesas (terminado de mecanizar un pallet, siempre hay como mínimo uno en espera para ser mecanizado) denominado Automatic Pallet Changer – APC-, que el CNC controle la vida útil de las herramientas de corte (el programador ingresa al control el tiempo estimado para la duración de cada una de las herramientas implicadas pero “traducido” en cantidad de piezas), y que la capacidad del magazine de herramientas esté dimensionada de acuerdo a la autonomía de funcionamiento que se pretenda del sistema, para poder albergar, en los casos que se requiera, herramientas duplicadas, triplicadas, etc (el CNC al contar la cantidad de piezas realizadas, posee la capacidad para saber cuando una herramienta alcanzó el fin de su vida útil y debe sustituirla por otra igual que está almacenada en espera en el magazine). En la Figura 7 se observa un FMC para fresado-agujereado-roscado-alesado constituido por un centro de mecanizado de husillo horizontal con APC y sistema multi-pallet , con transportador cerrado de seis pallets.
Figura 7: Sistema FMC de fresado dotado de sistema multi-pallet (Esquemático). En la Argentina empresas como Spicer Dana Ejes Pesados y Cameron poseen sistemas FMC como los descriptos, aunque muy posiblemente el primer sistema FMC de Argentina se instaló en el CIMHER (Centro de Máquinas-herramienta del INTI), en el año 1980, constituido por un centro de mecanizado horizontal Kearney & Trecker MM200 (esta empresa norteamericana desarrolló el primer centro de mecanizado en 1958), con sistema APC.
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Equipos adicionales de los sistemas FMS Cuando el sistema de fabricación es un sistema FMS, aparecen en juego nuevos componentes: son los sistemas de transporte, el almacén de pallets, las estaciones de carga y la computadora central. El sistema de transporte Debe garantizar el movimiento de piezas entre las máquinas, es decir, entre sus elementos de carga y descarga, y entre estas y los almacenes. Para el transporte de los pallets hacia y desde los lugares citados, se usan fundamentalmente dos tipos de vehículos: 1) El AGV -Automatic Guide Vehicle- (Figura 8), que no es otra cosa que una suerte de coche eléctrico autopropulsado mediante un motor eléctrico y alimentado por baterías, con una capacidad de carga entre 50 a 4000kg, capaz de seguir automáticamente una trayectoria variable, a una velocidad de hasta 60m/min (o sea, 3.6km/h). Para el seguimiento de las sendas establecidas se utiliza el filoguiado, es decir, un cableado enterrado en el suelo, recorrido por corrientes de baja intensidad, baja frecuencia y 40V de tensión. El campo magnético generado interacciona con dos bobinas situadas en la parte inferior del vehículo, que en función de la diferencia de señales que recoge en ambas bobinas, autocorrige la trayectoria. Cada tramo del circuito tiene una frecuencia distinta y esto permite al vehículo cambiar de trayectoria.
Figura 8: Vehículo de transporte AGV (Esquemático). 2) El RGV -Rail Guide Vehicle- (Figura 9), es también un coche eléctrico, pero que en este caso se desplaza sobre rieles fijos al piso, con capacidad de carga de hasta 20000kg, velocidades de hasta 100m/min y utilizado en recorridos limitados.
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Figura 9: Vehículo de transporte RGV y almacén de pallets (Esquemático). Por lo expuesto, resulta evidente que un FMS cuyo sistema de transporte sea un RGV, es un sistema de fabricación más rígido y de menor alcance (distancia), pues mientras el AGV puede desplazarse en el plano “casi” libremente, el RGV sólo puede hacerlo en forma lineal. Almacén de pallets Denominado Warehouse en inglés, es un conjunto de estanterías (Figura 9) en donde se apilan los pallets, inicialmente con las piezas sin mecanizar, cuya localización es por coordenadas, y su movimiento está a cargo del sistema de transporte (por citar un ejemplo observado en un sistema FMS de Mazak, el RGV era un robot cartesiano con desplazamiento vertical, hecho que permitía que el almacén de pallets se desarrollase también en en este sentido, aumentando la capacidad de pallets albergados). Está claro que todo incremento en el tamaño del almacén significa un aumento de la autonomía del FMS, pero siempre a costa de un incremento sustancial de la inversión a realizar y su mantenimiento. Estaciones de carga Son los lugares próximos al almacén, en donde se cargan al mismo, habitualmente en forma manual, pallets con piezas sin mecanizar y se descargan los pallets de piezas terminadas. El número de estaciones de carga – descarga, se establece en función del número total de pallets que puede albergar el almacén (capacidad del almacén), de la autonomía buscada, del tiempo de preparación de cada pallet y del tiempo de mecanizado por pallet. Computadora central Se encarga de gerenciar el funcionamiento en forma coordinada de cada uno de los componentes del FMS de acuerdo a la programación fijada, recibiendo y enviando información vía DNC. Podemos retomar entonces nuestro análisis de la página 4.
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Cantidad de piezas a fabricar Existe una fuerte relación entre el número de piezas a fabricar, y el tipo de tecnología a utilizar. Cuanto más pequeño sea el lote de piezas a procesar, la tecnología a emplear será más convencional, más flexible, más artesanal y menos automática. Conforme vaya aumentando el número de piezas iguales a realizar, el proceso se volverá cada vez más rígido (adaptable a poca variedad de piezas). Dado el avance de la informática y la electrónica, que han impulsado el progresivo “alejamiento” de los operarios de las máquinas, en virtud que estas pueden, cada vez más, operar con un mayor grado de autonomía, y que incluso, comienzan a tomar importancia factores que limitan la aplicación de los sistemas de fabricación convencionales, como la falta de mano de obra especializada, los sistemas han ido evolucionado con una pérdida paulatina y progresiva de la flexibilidad. Pensemos nuevamente en una pieza de geometría apta para ser realizada en un torno. Si el lote es de pocas piezas, la máquina a utilizar será un torno paralelo convencional. Para tamaños de lotes crecientes, las alternativas serán sucesivamente, un torno CNC, una celda flexible de torneado (FMC de torneado), o en el escalón más alto de la tecnología, un sistema flexible de manufactura (integrado por varias celdas flexibles de torneado y sistemas transportadores de piezas). Para finalizar con este punto, se dice que un proceso realizado sobre una máquina convencional emplea una máquina flexible – no automática, mientras que un proceso de manufactura realizado en una máquina de control numérico usa una máquina flexible – automática, en tanto que, en el caso de desarrollar el proceso en una máquina transfer, se está utilizando una máquina de automatización rígida (los sistemas FMC y FMS constituyen sistemas de fabricación flexibles-automáticos, con menor flexibilidad que una máquina CNC). Precisión Este apartado, contrariando su propio nombre, es seguramente el más difícil de definir, dado que son mayoritariamente pocos los casos de fabricantes de máquinas-herramienta, que se refieren en sus catálogos de producto, a la precisión de sus máquinas. Es evidente que, la precisión de la máquina-herramienta, deberá ser adecuada a la precisión de las piezas a mecanizar, según sean su rugosidad, sus tolerancias dimensionales y de forma. Las pruebas de precisión de una máquina-herramienta comprenden ensayos de funcionamiento y controles geométricos, y fueron concebidas por el profesor G. Schlesinger. Sus trabajos en este campo, fueron las bases de la normalización DIN respectiva. Las pruebas de funcionamiento consisten en mecanizar piezas de tamaño y formas preestablecidas, en condiciones siempre de terminación, para luego comprobar dimensionalmente su precisión. Al respecto de las comprobaciones geométricas, pretenden evaluar la calidad con que se encuentra construida una máquina. 14
En el caso de un torno convencional, se efectúan, entre otros, los siguientes controles: rectitud de guías, desplazamiento del carro, desplazamiento de la nariz de husillo, planitud de la bancada en sentidos longitudinal y transversal, etc. Adicionalmente, para las máquinas de control numérico, se agregan controles denominados de posicionado y repetibilidad, efectuados con sistemas de interferometría láser. El control de posicionado tiene por objeto, comparar y corregir las indicaciones dadas por pantalla del control numérico y en cada unos de sus ejes, tomando como referencia los valores medidos con el sistema láser. En el caso del control de repetibilidad, tiene por finalidad establecer un entorno dimensional (por ejemplo, ± 0.01mm), dentro del cual, la máquina repite el posicionado de las partes desplazables (carros), realizando las verificaciones con el carro en cuestión, llevado a una posición dada, desde las dos direcciones posibles del movimiento lineal asociado. A manera de referencia, en el libro “Mecanizado de alta velocidad y gran precisión” de Miles Arnone, se presenta una tabla que relaciona el costo de distintos centros de mecanizado, de carreras similares con sus precisiones de posicionado y repetibilidad, determinadas por interferometría láser, siguiendo los lineamientos de la norma JIS (Tabla I). Tabla I: Precisiones de posicionado y repetibilidad de distintos centros de mecanizado (Fuente: M. Arnone) Precio aproximado Posicionado Repetibilidad Máquina Nº (U$S) (mm) (mm) 1 60.000 0.005 0.003 2 85.000 0.0035 0.003 3 150.000 0.003 0.001 4 220.000 0.001 0.001 5 500.000 0.001 0.001 Para finalizar los aspectos relacionados con la máquina-herramienta, nos resta referirnos a: Características técnicas Esta información está contenida en los catálogos de los fabricantes de máquinas-herramienta. En el caso de una máquina convencional, se tratan exclusivamente de características mecánicas, que permiten conocer las dimensiones máximas del material a mecanizar, las posibilidades en cuanto a las condiciones de corte a emplear así, como los tipos de material de herramienta a utilizar, los rangos de avance, los accesorios, etc. En el caso de tratarse de una máquina de control numérico, se agregan a estas características, las correspondientes a la unidad de control numérico. Dado que una máquina CNC es más general, se adjuntan a continuación, a modo de ejemplo, las características técnicas del torno CNC Turri modelo T2 (Figura 10), y de su unidad de control numérico FANUC OT (Figura 11).
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Figura 10: Características técnicas del torno CNC Turri modelo T2 (Fuente: Turri)
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Figura 11: Características técnicas de la unidad de control numérico FANUC OT del torno CNC Turri modelo T2 (Fuente: Turri) LA HERRAMIENTA DE CORTE Materiales empleados en la fabricación herramientas de corte Reseña histórica Una buena forma de analizar la evolución de los materiales empleados en la fabricación de herramientas de corte que arrancan viruta, consiste en hacer una reseña histórica. Es así que, puede considerarse como primer material, al acero al carbono, una aleación hierro-carbono con otros pocos elementos como el fósforo, azufre, manganeso y silicio; todos ellos, residuos del proceso de fabricación; y en el cual el carbono ocupa un porcentaje en peso de hasta un 1,7%. Este material alcanzaba una dureza a temperatura ambiente importante mediante un temple cuyo enfriamiento se realizaba en agua (el temple al agua, dada la severidad del medio de temple, producía normalmente fisuras sobre la herramienta, además de heterogeneidad en la dureza debido a que el agua se evapora en contacto del material caliente, disminuyendo la velocidad de enfriamiento y variando así la misma). Se obtenía de este modo un acero con una dureza a temperatura ambiente comprendida entre 63 a 66 HRC (entre 770 a 860HV), que permitía el corte de metales a baja velocidad de corte, dada la reducida temperatura de revenido del mismo (se entiende por temperatura de revenido, aquella temperatura que una vez alcanzada por el material de la herramienta, se produce una drástica caída de la dureza, y consecuentemente de la capacidad de corte de la herramienta involucrada, como se ve en la Figura 12), que se traducía en una baja dureza a elevada temperatura. Para esta clase de aceros, la temperatura de revenido se sitúa en un rango comprendido entre los 200ºC a 250ºC. Dado que la temperatura que 17
alcanza el filo de la herramienta durante el corte, depende fundamentalmente de la velocidad de corte empleada, una baja temperatura de revenido, implica necesariamente una baja velocidad de corte, y como consecuencia de esta situación, se producían tiempos de mecanizado muy prolongados. Con el objeto de visualizar el progreso de las velocidades de corte (o la disminución de los tiempos de fabricación resultantes con el uso de herramientas construidas con este material), conforme fueron apareciendo nuevos materiales, daremos como referencia una velocidad de corte de 5m/min, cuando se cortaba acero sin alear de bajo carbono, con una herramienta de acero al carbono. Esta clase de aceros, no se emplea en la actualidad, para la fabricación de herramientas de corte por arranque de viruta. El primer avance en los aceros de herramienta fue por los trabajos de Robert Mushet, quien en 1870, introdujo en Inglaterra un acero, conocido como acero Mushet, compuesto de 2% de carbono, 1.6% de manganeso, 5.5% de tungsteno, 0.4% de cromo y hierro balance. Esta composición química permitió no sólo efectuar el temple al aire (eliminado la aparición de fisuras y la heterogeneidad de dureza que produce el temple al agua), sino también un incremento de la dureza en caliente del acero, provocando un aumento de la velocidad de corte de referencia hasta los 8m/min. Esta clase de aceros, tampoco se destina en la actualidad, para la fabricación de herramientas de corte. Un enorme salto tecnológico ocurrió a partir del año 1900 a raíz de las investigaciones llevadas a cabo por la dupla de ingenieros Fredrick Taylor y Maunsel White en instalaciones de la empresa Bethlehem Steel Corporation de Estados Unidos, que tenían por objetivo alcanzar un material para herramientas de corte que permitiese trabajar en condiciones cada vez más severas, para aumentar así el rendimiento de las herramientas usadas para el mecanizado de piezas metálicas. Luego de innumerables experiencias, tomando como referencia el acero Mushet, variando elementos y composiciones químicas, y tras haber mecanizado alrededor de 400.000 kg de acero forjado, obtuvieron un acero al que denominaron acero rápido o acero de alta velocidad (como resulta mas propiamente de traducir su denominación en inglés, High Speed Steel), cuya última evolución del año 1910, incluía un 18% de tungsteno, 4% de cromo, 1% de vanadio y hierro balance (durante el posterior advenimiento de la normalización, este acero fue designado como AISI T1). Si bien para estos aceros, la dureza a temperatura ambiente es similar a la de un acero al carbono, su principal ventaja, que permitió elevar la velocidad de corte de referencia hasta los 30m/min, radica en que los aleantes empleados retardan el ablandamiento que se produce en el revenido, elevando la temperatura de revenido a valores mayores de 550ºC, permitiendo así, un marcado aumento de la velocidad de corte. En la Figura 12, se puede observar en forma comparativa las curvas de dureza en caliente correspondientes a aceros al carbono y rápido. Inclusive, la curva perteneciente al acero rápido muestra una particularidad característica de estos aceros, denominada dureza secundaria, por la cual el acero presenta (en el gráfico, alrededor de los 600ºC) un incremento de dureza que la mantiene en caliente, a una magnitud similar a la que el mismo acero presenta a temperatura ambiente. 18
Figura 12: Curvas típicas de dureza en caliente para aceros al carbono y rápido (Fuente: Metal cutting, Trent E., página 135). En otro orden de cosas, si bien se conocía desde principios del 1900 la capacidad del molibdeno de sustituir parcialmente al tungsteno otorgando al acero rápido similares características, no fue posible desde el punto de vista industrial hasta el año 1923, promover dicha sustitución parcial, en virtud de las dificultades que presentaba el tratamiento térmico de estos aceros al molibdeno (poseen un rango de temperatura de temple muy estrecho y una marcada tendencia a la descarburización). Fue quizás a raíz de la segunda guerra mundial, donde el tungsteno escaseaba dado que se trataba de un material estratégico, que tomaron a partir de su surgimiento en Estados Unidos una mayor preponderancia estos aceros rápidos al molibdeno, preponderancia que se extiende hasta nuestros días. De todos ellos, es el AISI M2 el más conocido en la actualidad (0.8% de carbono, 6% de tungsteno, 5% de molibdeno, 4% de cromo, 2% de vanadio y hierro balance), y habitualmente el acero rápido más usado, para la fabricación de herramientas de corte. Para finalizar con la reseña sobre los aceros rápidos, es de hacer notar que ha sido en el pasado y sigue siendo hoy tal la importancia del mismo (alrededor del 45% de las herramientas que se fabrican a nivel mundial son construidas en acero rápido) que, con el objeto de mejorar aún más sus características, se produjeron, entre otros de menor relevancia, dos avances muy significativos que se impusieron a nivel industrial-comercial: el primero alrededor del año 1970 y que se trata de la fabricación de lingotes de estructura y composición homogénea utilizando un método de fabricación por pulvimetalurgia (son estos los denominados aceros rápidos pulvimetalúrgicos), y el segundo, alrededor del año 1980, que constituye una técnica de producción de recubrimientos duros muy finos a baja temperatura, conocida como PVD (Physical Vapour Deposition). Mediante esta técnica se recubren herramientas de acero rápido preponderantemente con nitruro de titanio, TiN (a decir verdad, el primer revestimiento por PVD obtenido en 1980 fue de carburo de titanio. El de nitruro de titanio llegaría recién en 1985). Asimismo, es interesante comentar que las composiciones 19
de los “modernos” aceros rápidos son prácticamente iguales a las que idearon Taylor y White. Continuando con el avance de los materiales empleados en la fabricación de herramientas de corte, y pocos años antes de la segunda guerra mundial (con más precisión en 1927), técnicos alemanes de la acería Krupp, combinaron las características de un material de elevadísima dureza como es el carburo de tungsteno (WC) con otro de alta tenacidad como es el cobalto (Co), empleado este último como aglutinante o liga, partiendo de estos materiales en forma pulverulenta y utilizando una técnica de fabricación conocida como pulvimetalurgia. Al material así constituido, la empresa Krupp lo denominó Widia (que en alemán es la contracción de dos palabras: wie diamant que se traducen “como diamante”). Actualmente estos materiales se conocen como metales duros o carburos sinterizados. La composición de los primitivos metales duros era aproximadamente de un 6% de cobalto y 94% de carburo de tungsteno (conocidos desde 1955 como metales duros de calidad ISO K). Las primeras pruebas por esos años, sólo lo mostraron efectivo para el mecanizado de fundición y materiales no ferrosos (cuando se mecanizan estos materiales, la temperatura que se genera en la zona de corte es bastante baja, del orden de los 400ºC), dado que su uso para mecanizar aceros no era posible por la rápida degradación de la herramienta debido a su prominente craterización, ya que el carburo de tungsteno es inestable a alta temperatura (según Dearnley, cuando se mecaniza acero con herramientas de metal duro, la temperatura en la zona de corte varía de 900 a 1000ºC). Esta situación fue solucionada en el año 1938 por las investigaciones de la firma alemana Deutsch Edel Stähl Werke, quien comenzó a sustituir parcialmente el carburo de tungsteno por carburos de titanio y/o tantalio (TiC, TaC), ambos estables a alta temperatura, y denominó comercialmente a tales herramientas como Titanic. Una composición química típica de aquellos primitivos metales duros compatibles para el mecanizado de aceros fue la siguiente: 79% de carburo de tungsteno, 8% de carburo de titanio, 4% de carburo de tantalio y 9% de cobalto (conocidos desde 1955 como metales duros de calidad ISO P). Este material, que no presenta el fenómeno de revenido de los aceros, llevó la velocidad de corte de referencia cuando se mecanizaba el acero sin alear de bajo carbono hasta los 150m/min (en consecuencia, el tiempo de fabricación para hacer una pieza de acero sin alear de bajo carbono, se vio reducida a la quinta parte comparada con la de igual pieza mecanizada con herramienta de acero rápido). En la Figura 13, se muestran en forma comparativa las curvas típicas de dureza en caliente del acero rápido y de metales duros con diferentes composiciones químicas (dos de ellas destinadas al mecanizado de fundición y materiales no ferrosos, y la restante a aceros).
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Figura 13: Curvas típicas de dureza en caliente para acero rápido y metales duros (Fuente: Metal cutting, Trent E., página 185). Para el metal duro, el avance más significativo ocurrió con la aparición en 1969 de la técnica de recubrimientos duros finos de alta temperatura denominada CVD (Chemical Vapour Deposition), que permitió con el transcurso de los años y empleando distintos tipos de recubrimientos, llevar la velocidad de corte de referencia a los 350m/min. Este tipo de material, en sus dos variantes; con y sin recubrimiento (coated y uncoated); se emplea en la actualidad para construir a nivel mundial, casi el 45% restante de herramientas de corte (en realidad hay un porcentaje pequeño de alrededor del 10%, de herramientas construidas con materiales de aplicación muy específica y denominados exóticos, como pueden ser: cermets o CT, diamante policristalino o PCD, cerámicas o CC, nitruro de boro cúbico o CBN, etc). En la figura 14 se observa un diagrama circular en tres dimensiones, que muestra la distribución porcentual aproximada de los materiales que se destinan a nivel mundial para la fabricación de herramientas de corte. 10% 45%
Acero rapido Metal duro Materiales exóticos
45%
Figura 14: Consumo porcentual aproximado de materiales usados en herramientas de corte a nivel mundial (Fuente: Sandvik) Dada la preponderancia en la utilización de los materiales descriptos hasta el momento, en la fabricación de herramientas de corte a nivel mundial, no haremos mayores referencias históricas a los restantes materiales exóticos recientemente mencionados. A modo de resumen, en la Tabla II, presentamos los hitos históricos referidos a la evolución de los materiales empleados en la construcción de 21
herramientas por arranque de viruta de nuestro particular interés, así como la velocidad de referencia asociada a cada uno de ellos. Tabla II: Evolución de los materiales usados en la fabricación de herramientas. Velocidad de referencia Año Material (m/min) 1870 Acero Mushet 8 1905 Acero rápido 30 1938 Metal duro (WC+TiC +TaC+Co) 150 1969 Metal duro revestido por CVD 350 1985 Acero rápido revestido con PVD 40 Nota: se entiende por velocidad de corte de referencia, a aquella velocidad de corte que se emplearía con cada uno de los materiales de herramienta incluidos en la tabla, para mecanizar un acero sin alear de bajo carbono. Requerimientos de un material empleado para construir herramientas de corte Antes de pasar a analizar con mayor profundidad los materiales empleados en la fabricación de herramientas de corte, es preciso establecer que condiciones debe cumplir un material para poder tener tal destino. Es evidente que estos materiales, deben como mínimo, poseer una dureza a temperatura ambiente (que se mide en forma sencilla mediante un durómetro) y una dureza en caliente, mayor en todo momento, que la del material a cortar (en el único proceso que esta situación puede no ocurrir, es en la electroerosión donde normalmente el electrodo es más blando que el material a erosionar, aunque justo es decir, que no hay contacto entre el electrodo y la pieza) y una tenacidad elevada (se entiende por tenacidad la capacidad que posee el material para absorber variaciones en los esfuerzos de mecanizado, vibraciones autoinducidas en la máquina, la propia herramienta y el material a mecanizar, dureza heterogénea en el material de la pieza, irregularidades de la superficie a mecanizar, etc.) Algunos autores hacen referencia a la resistencia al desgaste del material. Esta no debe ser considerada como un sinónimo de dureza, ya que constituye un concepto más amplio, que involucra las propiedades tribológicas (se entiende por tribología, la ciencia que estudia los fenómenos que ocurren entre las superficies que interactúan en movimiento relativo) del material de la herramienta. Es importante aclarar que desde el punto de vista global de la herramienta, para que esta pueda cortar otro material, no alcanza con un material de mayor dureza y elevada tenacidad, sino que además, la herramienta, debe poseer una geometría que genere la forma de cuña en su filo cortante. Esta situación se analizará más adelante. Considerados los dos requisitos principales (dureza y tenacidad), es necesario explicar que estas propiedades recorren caminos opuestos, es decir, el aumento de una, significa normalmente la disminución de la otra. Por este motivo, en el caso que la herramienta adquiera su dureza por tratamiento térmico, y según sea su clase de trabajo (corte interrumpido, herramienta multicortante), no se le otorga al material durante su tratamiento térmico la máxima dureza, sino aquella compatible con su función que aporte la máxima tenacidad (esta situación se evalúa mediante ensayos Charpy). 22
Sin embargo, no son estas dos las únicas condiciones a tener en cuenta. Son también importantes, el coeficiente de rozamiento entre herramienta y viruta, la conductividad térmica del material de herramienta (el primero incide sobre la cantidad de calor generado durante el corte y del segundo depende el equilibrio térmico entre las partes de mayor calentamiento y el resto de la herramienta), la resistencia mecánica, así como el costo del material y su facilidad para ser mecanizado (hablar de facilidad de mecanizado cuando se mecanizan aceros rápidos, no es del todo correcto, dado que estos aceros presentan índices de maquinabilidad regulares cuyo valor es 45 según Avner). Con el objeto de relacionar la dureza y tenacidad relativa de los materiales citados, se los presenta en sentido de tenacidad decreciente en la Tabla III. Tabla III: Dureza a temperatura ambiente y a 500ºC, de algunos materiales empleados en herramientas de corte por arranque de viruta (Fuentes: Mecanizado por arranque de viruta, Micheletti G. y Metal Cutting, Trent E.) Metal duro sin Dureza Acero Metal duro sin revestir revestir para Vickers rápido para acero (*) fundición (*) A temperatura 770 a 940 1300 a 1500 1600 a 1800 ambiente A 500ºC 510 a 650 900 a 1100 1000 a 1200 Nota: las durezas se indican en la escala Vickers (HV), dado que la Rockwell escala C (HRC) está limitada a un máximo de 68 que equivale aproximadamente a 940 HV. (*) La dureza depende del porcentaje de cobalto. A mayor porcentaje de Co, corresponde menor valor. Descripción de los materiales y sus tratamientos El acero rápido El acero rápido o acero de alta velocidad, es por definición un acero de alta aleación, dado que el porcentaje de elementos aleantes representa alrededor de un 18% o más en peso. Sus cinco principales aleantes son: tungsteno (W); molibdeno (Mo); cromo (Cr); vanadio (V) y cobalto (Co). Los primeros cuatro elementos son de los denominados formadores de carburos, es decir, se combinan con el carbono del acero para formar partículas duras, además de ser los responsables del aumento de la temperatura de revenido y de la dureza promedio de los aceros rápidos, a diferencia del cobalto, que no se combina con ningún otro elemento, permaneciendo en solución sólida dentro de la estructura del acero. El rol específico del carbono y de cada uno de los elementos citados se analiza a continuación: Carbono: Es quien permite la formación de los carburos, además de favorecer la configuración de la matriz martensítica del acero. Su porcentaje puede variar entre 0.75 a 1.5%.
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Tungsteno (también denominado wolframio): A este elemento se debe el efecto de dureza secundaria que aparece durante el revenido del acero rápido, a su vez que disminuye la velocidad crítica de temple, permitiendo el temple al aire. Dada su primitiva importancia, existen una serie de aceros normalizados AISI denominados T (de tungsten en inglés), en los cuales el aleante principal es el tungsteno y su porcentaje puede variar en un amplio rango entre un 12 a 20%, mientras que en los aceros al molibdeno de la serie de aceros normalizados AISI M (de molybdenum en inglés), el porcentaje de tungsteno varía en el rango de 1.5 a 6.5%. Molibdeno: Es un elemento que otorga al acero rápido propiedades equivalentes a las que produce el tungsteno. En forma aproximada, una parte de molibdeno (por ejemplo 6%) puede sustituir a dos de tungsteno (por ejemplo 12%). Mientras los aceros rápidos serie M (aquí el aleante principal es el molibdeno) requieren de un tratamiento térmico más controlado, otorgan al acero de esta serie, una mayor tenacidad respecto del acero equivalente de la serie T, siempre a un costo considerablemente menor (hay referencias actuales de una diferencia de costo del 40% menor a favor de los aceros rápidos serie M respecto de los serie T). Además, el molibdeno, es de todos los elementos (junto con el cromo), quien más influye positivamente sobre la templabilidad del acero rápido. Su porcentaje puede variar en los aceros serie M entre 3.5 a 9.5%. Cromo: Mejora la templabilidad del acero, fundamentalmente en el temple de herramientas cuya sección es importante. Su porcentaje varía en el restringido rango de 4 a 5%. Vanadio: En porcentajes mayores al 1%, refuerza el endurecimiento secundario, y controla el crecimiento del tamaño de grano (el tamaño de grano influye decisivamente sobre la tenacidad. A menor tamaño de grano, mayor tenacidad). De todos los carburos que pueden formar parte de un acero rápido, los carburos complejos de vanadio son los de mayor dureza (2600 HV). Si su porcentaje ronda el 5%, hay una mayor cantidad en volumen de partículas muy duras, por lo que se incrementa significativamente la resistencia al desgaste del acero. Su porcentaje puede variar entre un 1 a 5%. Cobalto: Cuando está presente, sus cantidades pueden variar entre un 5 a 12%, modificando positivamente la curva de dureza en caliente del acero rápido. Ya se explicó que los aceros rápidos están normalizados, existiendo dos series denominadas AISI T y AISI M. A continuación, en la Tabla IV, y a modo de ejemplo, se presentan las composiciones químicas y durezas Vickers mínimas, de algunos de los aceros rápidos más comunes correspondientes a dichas series: 24
Tabla IV: Aceros rápidos más comunes de las series AISI T y AISI M (Fuente: Metal cutting, Trent E., Página 141). Designación C (%) Cr (%) Mo W (%) V (%) Co (%) HV (%) mín. T1 0.75 4 --18 1 --823 T6 0.8 4.5 --20 1.5 12 969 T15 1.5 4 --12 5 5 890 M2 0.85 4 5 6 2 --836 M4 1.3 4 4.5 5.5 4 --849 M15 1.5 4 3.5 6.5 5 5 869 M35 0.82 4 5 6.5 1.9 5 870 M42 1.1 3.75 9.5 1.5 1.15 8 897 El acero rápido AISI M2 Dado su uso preponderante en la fabricación de brocas helicoidales, machos de roscar, escariadores, bits para operaciones de torneado, en razón de su muy buena relación costo/rendimiento/resistencia al desgaste/facilidad de mecanizado (en este último caso nos referimos a facilidad respecto de otros aceros rápidos), que estas herramientas son de bajo valor, cuya producción se realiza en forma seriada, efectuaremos un análisis detallado de este acero, basado en información obtenida de la acería Commentryenne de Francia. Designación Norma AISI: M2. Norma francesa: 6-5-2 Norma alemana: D.M.0-5. Composición química Tabla V: Composición química acero AISI M2 (Fuente: Commentryenne) C Si Mn S P W Cr Mo V Análisis 0.85 0.3 0.25 6 4 5 2 nominal 0.03 0.03 0.83 0.2 a 0.2 a 6 a 3.9 a 4.75 1.75 Tolerancia a 0.4 0.3 ----6.75 4.4 a a 0.87 5.25 2.05 Formas de suministro En barras laminadas o forjadas, trefiladas o rectificadas, en palanquillas o discos. Cualidades particulares Buena tenacidad y resistencia, buena dureza en caliente y facilidad para ser rectificado. Empleo En brocas, fresas, alesadores, brochas pequeñas, peines de roscar, lamas, sierras circulares, matrices de corte, punzones de extrusión, etc.
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Tratamiento térmico Tabla VI: Distintos tratamientos del acero AISI Commentryenne) Forjado Recocido Precalentamiento Temple 1120ºC 830ºC 840ºC 1150ºC 980ºC 860ºC 860ºC 1225ºC
M2
(Fuente: Revenido 540ºC 600ºC
Recocido El estado de entrega al cliente es el de recocido efectuado por la acería. En el caso de tener que efectuar un nuevo recocido por un tratamiento defectuoso, calentar hasta 850ºC, mantener durante 4 horas, enfriar lentamente a razón de 18ºC/hora hasta los 600ºC y luego terminar de enfriar al aire, evitando toda posibilidad de descarburación. Condiciones del tratamiento térmico Fijadas las temperaturas de los distintos tratamientos, se recomienda mantenerlas dentro de un límite de 5ºC, particularmente en la temperatura de austenización. Precalentamiento Luego de un calentamiento inicial en un horno convencional a 200-300ºC, se pasa a un horno de sales a 850ºC. Austenización Como todo acero aleado al tungsteno y/o molibdeno, este acero debe ser tratado en un horno de sales neutras. La temperatura se elige en función del tipo de herramienta a tratar, y el tiempo de mantenimiento (normalmente de 5 a 6 minutos), se elige en función del tamaño de la pieza a tratar. a) De 1150 a 1160ºC: se usa relativamente poco. Se reserva para herramientas frágiles, donde predomina la tenacidad frente a la dureza, como el caso de punzones cortantes. La dureza final después del revenido deberá ser de 61 a 62 HRC. b) De 1170 a 1190ºC: se emplea en el caso de herramientas de corte donde se requiere un equilibrio entre tenacidad y dureza. La dureza final después del revenido deberá ser de 63 a 64 HRC. c) De 1200 a 1220ºC: es la gama de temperatura más utilizada para herramientas de corte por arranque de viruta: fresas, brocas, etc. La dureza final después del revenido deberá ser de 64 a 65 HRC. d) De 1215 a 1225ºC: para aquellas herramientas que por su función y diseño requieran máxima dureza. La dureza final después del revenido deberá ser de 65 a 66,5 HRC. Temple Después de alcanzada la temperatura de austenización y mantenida el tiempo indicado, pueden emplearse los siguientes medios de temple: Al aire: poco frecuente. Al aceite: solamente para el caso de herramientas simples. En baño de sales: es el método más empleado y que otorga mejores resultados.
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Revenido Nunca se debe dejar pasar más de tres horas de tiempo entre el enfriamiento del temple y el primer revenido, con la pieza siempre a una temperatura inferior a 35ºC. Se recomiendan como mínimo dos revenidos de dos horas cada uno, a temperaturas de entre 550 a 565ºC . Proceso de fabricación y tratamiento térmico En la fabricación de las herramientas de acero rápido, el tratamiento térmico ocupa un rol preponderante. En la Figura 15 se muestran las distintas fases del mismo.
Figura 15: Fases típicas del tratamiento térmico de un acero rápido (Fuente: Mecanizado por arranque de viruta, Micheletti G., página 225). El material inicial para todo proceso de fabricación de herramientas de corte, es el lingote de acero rápido. En consecuencia, las fases son: a) Lingote: El acero fundido que se destina a la fabricación de productos laminados y/o laminados-forjados, se cuela en moldes denominados lingoteras, donde se solidifica antes de ser sometido a otros procesos. La fase lingote de la fabricación del acero, es de suma importancia, pues muchas de las características metalúrgicas del lingote, persisten a través de todo el proceso posterior de elaboración, con el consiguiente efecto sobre los productos acabados. Las lingoteras son generalmente de fundición de hierro, de gruesas paredes (de 40mm a 150mm de espesor), pesadas, ligeramente cónicas o piramidales. El metal se cuela allí y solidifica, formando el lingote, que puede pesar hasta un máximo de 5 toneladas. Para evitar las grietas que se producen en las caras laterales, se han propuesto lingoteras cuyas caras no son planas sino cóncavas en el sentido transversal. Las lingoteras también pueden ser abiertas o cerradas. En el primer caso, se emplazan sobre una pesada base de metal, denominada placa de fondo (Figura 16).
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Figura 16: Distintos tipos de lingoteras (Fuente: Siderurgia, Pezzano P., página 301) Respecto del proceso de desoxidación, los lingotes de acero se clasifican en calmados y efervescentes. La eliminación del oxígeno en el acero es una fase importante para la obtención de lingotes sanos, ya que el proceso de fabricación introduce gases en el metal fundido. La solubilidad es considerablemente mayor en el metal líquido, que en el sólido, por lo que los gases son expulsados en forma de burbujas durante la solidificación. Muchas de ellas quedan atrapadas en el lingote sólido, y los huecos que quedan, se denominan sopladuras. La expulsión de gases, especialmente el oxígeno, durante la solidificación, es rápida, provocando que el acero colado hierva en el molde. El lingote final presenta una piel sana y un centro en parte poroso. Se llama efervescente al acero que solidifica de esta manera. El oxígeno existente puede eliminarse mediante la adición de desoxidantes en el horno o en la cuchara de colada, como el silicio, manganeso y aluminio, que no lo expulsan, sino que se combinan con él, formando óxidos, que quedan como inclusiones en el acero. En consecuencia, no subsiste oxígeno disuelto que pueda hacer hervir el metal, por lo que no se producen sopladuras. Un acero de este tipo se llama calmado. El acero totalmente calmado es el más sano y apto para su uso posterior, mientras que el efervescente siempre tendrá algún defecto resultante de su porosidad. De todas formas, el acero no se lo desoxida totalmente, pues es un proceso difícil y muy caro, lo que basta para justificar el empleo del efervescente siempre que sea posible. Como sus sopladuras sueldan bien durante la conformación en caliente, a este último, se lo emplea para la fabricación de chapas y alambres. Respecto de la estructura de los lingotes, el metal colado comienza a solidificar siempre en las paredes, en cualquier tipo de molde, progresando hacia el interior según cristales columnares dendríticos. Al avanzar la solidificación, disminuye continuamente el volumen de metal, por lo que el volumen final es insuficiente para llenar por completo la cáscara inicial, produciéndose una cavidad central denominada rechupe.
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La adición a la lingotera de una parte superior, denominada mazarota caliente, disminuye el rechupe, al reducir la velocidad de enfriamiento. Finalmente, el rechupe se produce en la mazarota, disminuyendo la pérdida de material del lingote. Otro fenómeno ligado a la solidificación, es la segregación química. Las diversas porciones de un lingote, contienen diferentes cantidades de los elementos de aleación. La segregación aumenta con el enfriamiento lento, por lo que en los lingotes grandes el problema es mayor aún. Su efecto puede disminuirse parcialmente con un adecuado trabajo mecánico de conformación y tratamiento térmico. La fase lingote de la fabricación de acero, tiene marcada influencia sobre las propiedades del producto acabado. Las sopladuras, los defectos superficiales y la segregación tienden a persistir. Las sopladuras no siempre sueldan por completo durante la forja o laminación, y los defectos superficiales que no se eliminan totalmente, pueden reaparecer en el producto final. A las posibles fallas de las herramientas provocadas por los defectos mencionados, se las designa como fallas provocadas por la materia prima. b) Forjado: todos los lingotes, sean del acero que sean, son sometidos al proceso de laminación. Sin embargo, en aquellos lingotes de acero rápido, deben efectuarse posteriormente, sucesivos procesos de forjado, para destruir la estructura resultante del bruto de colada, reducir y homogeneizar el tamaño de los carburos y eliminar, en parte, la segregación química (diferencias en la composición química), defectos todos, provenientes del propio lingote. En la Figura 17 se observan sucesivamente de izquierda a derecha: una red de carburos en una estructura de colada, una red deformada en caliente por forjado, y otra red alineada (estructura de carburos en banda) por un mayor trabajo de deformación plástica en caliente. Las imágenes corresponden a un acero de herramientas.
Figura 17: Microestructura de un acero de herramientas en bruto de colada y con trabajo de forjado (100X) (Fuente: INTI-MECANICA) Estas redes son perjudiciales en los aceros rápidos, principalmente en aquellas herramientas que por ser de un tamaño importante, el material de partida con que fueron construidas, presenta escasa reducción por deformación. La resolución de estos inconvenientes impulsó el desarrollo de los aceros rápidos pulvimetalúrgicos. En el forjado, se lleva el lingote a temperaturas de entre 950ºC a 1100ºC, calentando lentamente hasta los 850ºC y rápidamente a la temperatura final (esta temperatura depende del porcentaje de carbono del acero a forjar).
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Luego de la forja, se deja enfriar lentamente el material bajo arena y cenizas, para evitar el contacto oxidante con el aire. Por todo lo explicado, debe quedar claro que, a mayor reducción por forjado, se obtiene un acero de mejor calidad. c) Recocido: se necesita fundamentalmente para eliminar las tensiones provenientes del forjado y para otorgarle al acero una microestructura que presente el mejor grado de maquinabilidad, previo a las sucesivas mecanizaciones a las cuales va a ser sometido. Para ello, se procede a calentar el material aislado de la atmósfera (se cubre con viruta de fundición), hasta alcanzar una temperatura de 850ºC, y esta se mantiene durante un período de tiempo de entre 2 a 8 horas. Para finalizar, se enfría lentamente, a razón de 10ºC/hora hasta los 600ºC y se termina el proceso al aire. d) Mecanizado: según el tipo de herramienta a fabricar, se aproxima por sucesivos mecanizados (torneado, fresado, agujereado, etc), la forma de la herramienta, a su forma final (luego del temple y revenido, se termina por rectificado, fase g). e) Temple: precalentamiento hasta 850ºC, se mantiene el tiempo necesario según sea el tamaño de la pieza para homogeneizar la temperatura, y luego se lleva hasta la temperatura de temple en horno de sales (la temperatura de temple para los aceros de la serie M varía entre 1170ºC a 1225ºC, mientras para los de la serie T, el rango es de 1200ºC a 1300ºC), manteniendo de 1 a 5 minutos. Seguidamente, se enfría bruscamente en aceite, al aire o baño de sales. f) Revenido: finalmente, y sin dejar que la pieza alcance la temperatura ambiente, para disminuir las tensiones internas resultantes del brusco enfriamiento y minimizar el porcentaje de austenita retenida (microconstituyente del acero perjudicial en los aceros rápidos por su baja dureza), se proceden a realizar de dos a tres revenidos en hornos de sales a temperaturas de entre 540ºC a 600ºC, seguidos de un enfriamiento final de velocidad moderada en aire calmo. g) Rectificado: previo enderezado mecánico de las piezas (si es necesario), y limpieza posterior, se pasa a la fase final de mecanización por rectificado. Microestructura A modo de ejemplo en la Figura 18 a la izquierda, se observa la microestructura de un acero AISI M2 con tratamiento de recocido de globulización, típico de un material en estado de entrega para ser mecanizado “fácilmente” (dureza promedio 30 HRC). En la Figura 18 a la derecha se muestra la microestructura de un acero rápido AISI M2 con tratamiento de temple y doble revenido (dureza promedio 62 HRC).
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Figura 18: Microestructura de acero AISI M2 con distintos tratamientos (Fuente: INTI-MECANICA). Algunos procesos y tratamientos que pueden ser aplicados sobre aceros rápidos Acero rápido pulvimetalúrgico Ya nos habíamos referido al desarrollo de los aceros rápidos pulvimetalúrgicos, impulsados principalmente por la necesidad de contar con un lingote que posea propiedades químicas y metalúrgicas uniformes en todas las direcciones. El acero rápido pulvimetalúrgico se conforma a partir de pequeñas partículas esféricas del orden de los 50 a 500m de diámetro, producidas por atomización de acero en estado líquido solidificado en pocos segundos, mediante una corriente de gas inerte (nitrógeno). La rapidez del proceso de enfriamiento produce en las microesferas así obtenidas, una estructura homogénea con un tamaño de grano muy fino. Para consolidar el polvo logrado, se lo encapsula en cilindros de acero, a los cuales se los somete a la acción de prensas que combinan un proceso de presión y temperatura denominado HIP (High Isostatic Pressure). La temperatura es del orden de los 1150ºC y la presión alcanza los 1500 bar. En la Figura 19 se presenta en forma esquemática el proceso de fabricación de los denominados aceros rápidos pulvimetalúrgicos. Este proceso corresponde a la empresa sueca Assab-Uddeholm (esta empresa ha denominado comercialmente a la serie de aceros rápidos pulvimetalúrgicos como ASP 2000).
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Figura 19: Proceso de fabricación de aceros rápidos pulvimetalúrgicos (Fuente: Assab-Uddeholm). Dado el elevado valor de estos aceros rápidos pulvimetalúrgicos, se emplean con exclusividad en herramientas muy costosas, herramientas con muy alto contenido de mecanizado o herramientas de gran tamaño. Normalmente, son ellas: creadores de engranajes; brochas; fresas de forma, etc. Recubrimiento TiN-PVD Previamente a referirnos a la técnica PVD, realizaremos una introducción general a los tratamientos de superficie, extraída de la tesis doctoral de P.Corengia (2003): “Las distintas técnicas de tratamientos superficiales hoy disponibles, son el resultado del crecimiento de una nueva disciplina llamada “Ingeniería de superficies”. Este crecimiento se fundamenta principalmente en dos razones: la primera, es el desarrollo de nuevos tratamientos de superficie y de métodos para obtener recubrimientos, que proveen características y propiedades que no se podrían conseguir de otro modo. El segundo ha sido el reconocimiento por parte de los ingenieros e investigadores que, la superficie de un material es la parte más importante de un componente mecánico, ya que allí es donde se originan muchas de sus fallas, desgaste, fatiga o corrosión. Algunos de los tratamientos de superficies ya existentes, han ido incorporando, en la industria, desde el año 1960, la asistencia del pla s m a con resultados positivos en lo que respecta a la calidad y variedad de los recubrimientos producidos. Por definición, un plasma, es un gas ionizado, que se comporta en forma colectiva, existiendo dos tipos de plasmas: los térmicos y los no térmicos o
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de baja densidad, que se diferencian, entre otras cosas, en las características de descarga y en sus aplicaciones. En la Figura 20 es posible observar algunos de los tratamientos que se pueden realizar a los materiales, estando clasificados en dos grandes grupos: los procesos aplicados a toda la masa del material y aquellos que sólo se aplican a su superficie”.
Figura 20: Clasificación de los tratamientos que se aplican a metales (Fuente: Microestructura, comportamiento tribológico y frente a la corrosión de dos aceros nitrurados por plasma, Tesis doctoral, Corengia P., página 8).
Específicamente, en el caso de las técnicas de procesamiento por plasma, podemos agrupar aquellas técnicas más empleadas según: a) Plasmas térmicos: proyección por plasma y corte-soldadura. b) Plasmas de baja densidad: PVD (sputtering, ion plating o evaporación); CVD y modificación superficial (ataque químico / etching o nitruración iónica)”. Dada nuestra área de estudio, relacionada con las herramientas de corte, sólo analizaremos los métodos de procesamiento por plasmas de baja densidad, y de ellos, el PVD y la nitruración aplicados a los aceros rápidos, y el CVD al metal duro. En consecuencia, el proceso de recubrimientos finos, duros, de baja temperatura denominado PVD (Physical Vapour Deposition o Deposición Física en Fase Vapor), es un proceso genérico mediante el cual pueden, entre otras aplicaciones, recubrirse herramientas de corte con diferentes tipos de recubrimientos, monocapa o multicapas, por citar: nitruro de titanio (TiN); carburo de titanio (TiC); carbonitruro de titanio (TiNC); nitruro de titanio y aluminio (TiAlN) y nitruro de cromo (CrN); etc. A pesar de ello, es común asociar en Argentina este proceso (como en el título de este apartado), a un único revestimiento empleado casi en forma 33
exclusiva sobre las herramientas de acero rápido, el nitruro de titanio. Esta asociación errónea surge, porque tanto a través de pruebas de laboratorio, como también de la experiencia práctica por medio de su empleo en la industria, este recubrimiento ha demostrado que posee muchas ventajas sobre otros, cuando las herramientas de acero rápido recubiertas con TiNPVD se aplican al mecanizado de fundición y muchas clases de aceros (Fuente: Metal cutting, Trent E.). La técnica de recubrimiento PVD surgió en el año 1980 y su primera aplicación consistió en un recubrimiento monocapa de carburo de titanio (TiC) sobre un metal duro del tipo carburo de tungsteno y cobalto (CW + Co). Recién en el año 1985, se produciría el primer recubrimiento de nitruro de titanio (TiN) sobre una herramienta de acero rápido. Este recubrimiento realizado a temperaturas menores a 500ºC, que puede entonces ser aplicado a la herramienta de acero rápido totalmente terminada y que no altera sus dimensiones finales significativamente, posee un espesor de entre 2 a 5m, una dureza de unos 2100HV, y un bajo coeficiente de rozamiento de 0.67 (Fuente: Tönshoff, 1990). Al respecto y a manera de referencia, es importante destacar que Micheletti (1980) en su texto “Mecanizado por arranque de viruta”, capítulo 4, expone valores obtenidos por Finnie y Shaw, de coeficientes de rozamiento cuando se mecaniza acero SAE 1020 con una herramienta de acero rápido AISI T1, cuyo valor promedio es de 1.17, mientras el valor mínimo conseguido resultó ser de 0.87. Está demostrado que el rendimiento de la herramienta de corte aumenta linealmente con el espesor del recubrimiento, aunque es justo remarcar, que existe un espesor máximo a partir del cual comienza a producirse la delaminación (mecanismo de falla mediante el cual se producen fisuras subsuperficiales) del mismo (Fuente: Yilbas, 1999). La marcada diferencia de dureza entre el recubrimiento y el sustrato (2100 contra 900HV) de acero rápido, su pequeño espesor, su bajo coeficiente de fricción, y como consecuencia de este último, la reducción que produce respecto de la adhesión de viruta sobre la herramienta de corte, permiten alcanzar notables rendimientos de las herramientas revestidas respecto de las tradicionales. Estas mejoras se obtienen, ya sea incrementando las condiciones de corte (nos referimos a la velocidad de corte), o en el caso de mantenerlas similares a la velocidad de corte usada cuando se emplean herramientas tradicionales sin revestir, obteniendo una vida útil muy superior (algunos autores reportan valores para pruebas de rendimiento por agujereado, entre 2 a 100 veces mayor la cantidad de agujeros realizados por la herramienta revestida respecto de la tradicional, sobre el mismo material a mecanizar). Adicionalmente, y en línea con sus características (bajo coeficiente de fricción y baja adhesividad de la viruta), estos revestimientos han posibilitado, sobre sustratos de metal duro, el acceso a técnicas de mecanizado en seco o “dry machining”, que cada vez poseen más adeptos a nivel mundial, ya sea por razones de cuidado de la salud y el medio ambiente, y/o, de fuerte influencia de los lubricantes en los costos de fabricación. Este tema se tratará con detalle más adelante. Un factor preponderante para el éxito de los recubrimientos que hasta ahora no fue mencionado, es la adherencia del mismo con el sustrato, pues la “fuerza” de esta vinculación establece la vida útil del conjunto. (Los
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sucesivos conceptos referidos a adherencia se extrajeron de la tesis de maestría de P. Perillo, 1998). “Se entiende por adherencia, la condición por la cual dos superficies se encuentran unidas por fuerzas de valencia, por anclajes mecánicos o por ambos. Con el objeto de mejorar la adherencia entre el recubrimiento y el sustrato, existen dos procedimientos que se aplican a nivel industrial para el caso de herramientas de corte: a) Limpieza superficial: en general, los contaminantes superficiales pueden ser de diverso orden: capas de óxidos, capas de gases absorbidos (vapor de agua, gases atmosféricos), contaminantes de composición variable y partículas de polvo. Para promover una exhaustiva limpieza superficial, se emplean en primera instancia productos químicos desengrasantes en cuba de ultrasonido, seguidos de un proceso de limpieza dentro de la misma cámara de vacío del equipo que efectúa el recubrimiento. Este consiste en una limpieza secuencial por plasma (hidrógeno) primero y luego por bombardeo de iones positivos (argón). A este último proceso especializado en la remoción de óxidos superficiales, se lo conoce con el nombre de sputtering. b) Endurecimiento del sustrato por nitruración previa: dado que es un hecho conocido que la carga crítica de adherencia aumenta linealmente con la dureza del sustrato (menor gradiente de dureza), se emplea el proceso de difusión conocido como nitruración iónica, para incrementar la dureza superficial del mismo”. Este método será
analizado con mayor grado de detalle más adelante en el apartado referido a “Nitruración iónica” (una broca de acero rápido tradicional, sometida a nitruración iónica y luego a un recubrimiento TiN-PVD, se dice que posee un tratamiento de tipo dúplex).
Dado que es necesario poder cuantificar el grado de adherencia de los recubrimientos respecto del sustrato, existen para recubrimientos duros altamente adherentes, dos técnicas de medición simples de implementar en la industria: a) Prueba de identación: se emplea un identador Vickers o Rockwel (Fuente: Neves, 2006) para producir una impronta normal sobre la superficie del recubrimiento. Las identaciones se repiten bajo condiciones de carga crecientes hasta que aparecen fisuras laterales alrededor de la impronta. A la carga que produce la fisura, se la denomina carga crítica Pc. Es un método muy simple, pero que tiene como principal desventaja no entregar valores relativos. b) Prueba de rayado o scratch test: se emplea una punta de diamante que se desliza a velocidad constante, mientras se va aumentando la fuerza normal hasta que se producen las fallas citadas. Nos hemos referidos a variados aspectos relacionados con las capacidades del tratamiento superficial denominado PVD, restándonos explicar que técnicas específicas se emplean. Para ello, en la Figura 21, puede observarse la clasificación de las distintas técnicas de PVD.
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Figura 21: Clasificación de las técnicas de PVD (Fuente: INASMET Tecnalia) De manera general, en el PVD por evaporación, las especies a depositar, se obtienen evaporando un blanco, empleando una fuente térmica, para luego recubrir con ellas el sustrato. El sputtering, es un proceso de vaporización no térmico en el que los átomos superficiales de un material blanco son eyectados de él mediante la colisión de iones gaseosos acelerados desde un plasma, mientras que el Ion Plating es un proceso que combina las características de los anteriores (en estos dos últimos hay una diferencia de potencial entre el blanco y el sustrato donde se produce el depósito). Específicamente, para el recubrimiento de herramientas de acero rápido, se utilizan en la industria fundamentalmente dos métodos: el PVD arc y el denominado PVD magnetron sputtering. En la Figura 22, se muestran los diferentes procesos de PVD así como algunas variables de los mismos (deseamos aclarar que, a mayor energía de las partículas a depositar se logra una mayor tasa de deposición).
Figura 22: Esquemas básicos de procesos PVD (Fuente: INASMET Tecnalia)
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La baja temperatura del proceso PVD se basa en que para lograr los depósitos no se requiere una reacción química a alta temperatura, mientras que la necesidad de la reducida presión en la cámara, es a los efectos que las especies a depositar puedan trasladarse fácilmente desde el blanco hacia el sustrato. En el magnetron sputtering, se adosa al equipo un potente campo magnético con el objeto de aumentar la eficiencia de los iones, produciendo la tasa de deposición más elevada de todos los métodos mencionados. Una ventaja distintiva respecto del proceso CVD, además de su menor temperatura, es que no genera gases residuales. Nitruración iónica La nitruración iónica es un tratamiento termoquímico de superficie asistido por plasma, en el cual, el nitrógeno proviene de un plasma, a diferencia de lo que ocurre en la nitruración gaseosa, donde el nitrógeno es aportado por un gas, o en la nitruración por sales de cianuro fundidas (proceso tenifer), en la que es provisto por un líquido. La primera referencia respecto del uso de la nitruración corresponde al año 1861. En ese año, Fremy descubrió el efecto endurecedor del nitrógeno sobre el acero, cuando experimentaba la acción del amoníaco sobre piezas calentadas a alta temperatura. Sin embargo, se conseguían capas duras pero muy frágiles, motivo por el cual el proceso no pudo aplicarse en la industria de aquel tiempo. Fueron los trabajos del francés Hjalmar Braune en 1905, quien al comprobar que la principal causa de tal fragilidad era la aparición del constituyente eutectoide denominado braunita (que se forma toda vez que la nitruración se realiza a temperaturas superiores a 590ºC), los que permitieron reconsiderar el empleo de la nitruración. Tal fue así que, la nitruración, tal como hoy la entendemos, se desarrolló en Alemania en el año 1923 por las investigaciones de Fry. A modo de definición, podemos decir que, la nitruración es un tratamiento de superficie termoquímico (tratamiento que produce un cambio de composición en la superficie, el cual tiene lugar en un rango determinado de temperatura y durante cierto tiempo) de baja temperatura (siempre inferior a 590ºC), que permite mejorar las características de superficie de los materiales tratados (dureza, fatiga, resistencia al desgaste y en algunos casos, corrosión), con pequeños cambios de volumen y mínima distorsión, por lo que generalmente se la emplea como tratamiento final. Durante la nitruración, el nitrógeno se introduce en la superficie hasta una profundidad determinada por la difusión del nitrógeno y su reacción con los elementos aleantes. Para la nitruración de los aceros en general, de las tres técnicas posibles, se ha popularizado la técnica de procesamiento por plasma por varios motivos a saber: -
Reducción del tiempo de tratamiento. Baja temperatura de tratamiento, a partir de 350ºC. Cambios volumétricos y distorsiones mínimas. Control de la composición y espesor de la capa blanca. Uniformidad de la capa nitrurada. Limpieza superficial en el mismo equipo. 37
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Posibilidad de eliminar la capa blanca por bombardeo iónico. No produce gases tóxicos, riesgos de explosión o contaminación.
Si bien la nitruración iónica fue patentada en 1931 por Egan en Estados Unidos y casi paralelamente, por Berghaus en 1932 en Alemania, su empleo a nivel industrial comenzó a partir del año 1960. En esta clase de nitruración, el plasma se forma dentro de un reactor a partir de una mezcla de gases (amoníaco, nitrógeno o hidrógeno), a baja presión (entre 1-10hPa). En el interior del reactor las piezas a tratar forman el cátodo, mientras el recinto que las rodea es el ánodo, cuyo potencial está a tierra. Se aplica entre ambos una diferencia de potencial que puede variar entre 400V a 900V, generando así un plasma visible (se llama glow-discharge), de aspecto luminiscente, que cubre todas las superficies a tratar. En la Figura 23, se muestra en forma esquemática, el principio de funcionamiento de la nitruración iónica.
Figura 23: Componentes de un reactor de nitruración por plasma (Fuente: IONAR) Las partes componentes son las siguientes: 1-cuerpo del reactor; 2aislación térmica; 3-fuente de calentamiento auxiliar; 4-equipo de bombeo; 5-fuente de gases; 6-visor; 7-carga a tratar (cátodo); 8-sensor y control de temperatura; 9-fuente de ionización. El calentamiento de la pieza se realiza por dos medios: por el calor generado a través del impacto de los iones sobre la superficie de la pieza a tratar y/o por medio de la energía radiante producida por resistencias eléctricas. Los equipos modernos emplean ambos medios, permitiendo homogeneizar la temperatura independientemente de la forma de la carga a tratar. La nitruración por plasma puede aplicarse a todos los aceros y fundiciones, aunque hay elementos que favorecen la formación de nitruros. Estos son en 38
orden decreciente: aluminio; titanio; cromo; vanadio y molibdeno (Cabe destacar que los tres últimos son aleantes de todos los aceros rápidos). Sin embargo, la configuración explicada presenta algunos inconvenientes. Entre ellos es posible nombrar, la falta de homogeneidad de la temperatura en diferentes zonas del reactor, la aparición de arcos y efectos de borde y cátodo hueco (fenómeno que aparece en piezas de geometría compleja, que se produce por un aumento de la densidad de plasma en algunas regiones del material tratado, como ser pequeños agujeros o cavidades, provocando un mayor calentamiento en la zona). Con la finalidad de solucionar algunos de estos inconvenientes se han incorporado fuentes de calentamiento auxiliar en la cámara de los reactores de forma de minimizar las diferentes temperaturas. Por otra parte se han comenzado a utilizar fuentes de DC pulsada (a diferencia de las antiguas de corriente continua) para disminuir la aparición de arcos. Respecto al efecto de cátodo hueco, aún en la actualidad se encuentra en discusión si las especies neutras serían las principales responsables de los mecanismos de nitruración; es por ello que se evalúa la conveniencia de someter las piezas a un potencial de tierra, evitando de esta forma variaciones en el campo eléctrico (principal responsable de dicho fenómeno). Los efectos de geometría y cátodo hueco generan variaciones en el espesor de la capa nitrurada y hasta la ausencia de la misma con los inconvenientes que ello representa en piezas con orificios, geometrías complejas, engranajes, etc. Es por ello que conociendo las dificultades que presenta dicha técnica se han desarrollado variantes que evitan los inconvenientes antes nombrados, siendo una de ellas la “nitruración iónica de post-descarga”. Como se observa en el esquema (Figura 24), el principio de la nitruración por postdescarga consiste en la producción del plasma en un recipiente separado y no directamente sobre la superficie a tratar. Posteriormente el plasma, compuesto de las especies activas ionizadas y neutras, es conducido hacia la pieza por medio de una bomba de vacío, favoreciendo que las muestras se encuentren en un flujo constante de plasma y evitando los efectos de borde antes nombrados.
Figura 24: Esquema del principio de nitruración de post-descarga: (1) entrada de flujo de gas, (2) producción de plasma, (3) dirección del flujo de gas, (4) plasma sobre la piezas y (5) bomba de vacío (Fuente: INTIMECANICA) En Argentina, el Grupo Biomateriales (G-Bio) de INTI-MECANICA, ha diseñado y construido un equipo con la citada tecnología, que se encuentra en fase de experimentación.
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Para finalizar con este tratamiento, si bien el proceso de nitruración iónica, no es todavía en Argentina, uno de los procesos más difundidos en lo que respecta a su aplicación sobre herramientas de acero rápido, su capacidad para mejorar la adherencia de un recubrimiento del tipo TiN-PVD, le abre las puertas a su aplicación en los denominados tratamientos dúplex (nitruración por plasma + TiN-PVD). Con el objeto de comparar el rendimiento de brocas de acero AISI M2 con distintos tratamientos, se realizaron sucesivamente en INTI-MECANICA tres trabajos de investigación referidos a la aplicación de estos tratamientos sobre brocas helicoidales de acero AISI M2. El primero, denominado “Rendimiento de brocas de acero AISI M2 con y sin tratamiento de nitruración por plasma”, el segundo, llamado “Microestructura y rendimiento de brocas helicoidales de acero AISI M2 con tratamiento PVD y dúplex”, y un tercero sobre “Rendimiento de brocas helicoidales de acero AISI M2 con y sin tratamiento criogénico”, disponibles en: http://www.inti.gov.ar/mecanica/campos1.htm Sobre el tratamiento criogénico nos referiremos a continuación. Tratamiento criogénico Se entiende por tratamiento criogénico a un tratamiento complementario de los tratamientos térmicos convencionales (que debiera emplearse como parte integral de ellos y no en forma aislada), que afecta a todo el volumen de la pieza y consiste en someter al material a tratar durante un determinado lapso de tiempo, a una temperatura subcero. Estos tratamientos pueden ser aún clasificados en tratamientos “fríos” si las temperaturas son de -80ºC o de “Criogenia profunda”, cuando la temperatura del tratamiento es la del nitrógeno líquido (-196ºC). Observando desde el punto de vista del ciclo del tratamiento, pueden ser todavía diferenciados según se emplee la técnica norteamericana o la técnica rusa. La técnica norteamericana consiste en 3 etapas a saber: enfriamiento lento (sin shock térmico) hasta una temperatura de -196ºC, mantenimiento de la temperatura durante un lapso de tiempo de 24hs a 48hs, regreso lento a la temperatura ambiente (en algunas ocasiones, puede involucrar un tratamiento sucesivo final, cuyo ciclo se compone de un calentamiento a velocidad moderada, mantenimiento a una temperatura en el rango de los 150 a 315ºC durante una hora y enfriamiento a temperatura ambiente). Por el contrario, la técnica rusa, emplea el enfriamiento por shock térmico, sumergiendo la parte a tratar directamente en un botellón (Figura 25) que contiene nitrógeno líquido, dejando un corto lapso de tiempo hasta que se equilibre la temperatura, para finalmente dejar reposar la pieza al aire hasta que alcance la temperatura ambiente.
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Figura 25: Botellón para tratamiento criogénico (Fuente: Tuckart, UNS). El objetivo fundamental de estos tratamientos está relacionado con la mejora de la resistencia al desgaste de los denominados aceros de herramienta, aunque se han reportado también reducciones en tensiones residuales provenientes de tratamientos térmicos y aplicaciones a variados materiales (cobre; aluminio; fundición, etc). Sin bien no existe aún un total acuerdo entre los investigadores sobre cuales son los cambios metalúrgicos que el proceso produce sobre el acero tratado (no origina cambios aparentes “visibles”), pareciera ser que el tratamiento de criogenia, completa la transformación atérmica de austenita en martensita (la austenita es una fase blanda común de hallarla en la microestructura de los aceros de herramienta luego del tratamiento de temple y revenido. Se la denomina austenita retenida), proveyendo al acero de una estabilidad dimensional mejorada (dado que la fase martensita posee diferente volumen que la austenita y que la austenita es una fase inestable a baja temperatura, cuya transformación con la pieza en servicio puede provocar su rotura), y de una mayor resistencia al desgaste producto de una fase final más dura que la inicial. Si el material tratado forma parte de una herramienta de corte, una mayor resistencia al desgaste del mismo, significa un aumento de la vida útil del filo de la herramienta, con la ventaja adicional, que por tratarse de un tratamiento de volumen, cuando se aplica a una herramienta reafilable (como son todas las construidas en acero rápido), el reafilado devolvería está condición de resistencia al desgaste mejorada sobre el filo de corte renovado. Las mejoras en términos de la resistencia al desgaste pueden ser cuantificadas mediante pruebas de rendimiento de filo de herramienta o por medio del ensayo de desgaste denominado Amsler. Al respecto del primer tipo de evaluación, Mohan Lal (2001) reporta mejoras significativas en pruebas de desgaste de herramientas tratadas criogénicamente construidas en aceros rápidos T1 y M2, y un acero para punzones-moldes como el D3. En Argentina, un trabajo realizado por INTI-MECANICA sobre rendimiento de brocas helicoidales de acero AISI M2 con tratamiento criogénico (incluido al final del capítulo), ha también arrojado mejoras de rendimiento del orden del 25%. 41
En referencia a la segunda clase de evaluación, Tuckart (2005) de la Universidad Nacional del Sur (Bahía Blanca), aplicando la técnica rusa sobre muestras de acero inoxidable martensítico AISI 420, reporta un aumento de la resistencia al desgaste en las muestras tratadas por criogenia, respecto de aquellas que sólo recibieron tratamiento de temple y revenido. Respecto del ensayo Amsler (Figura 26), se trata de una prueba en condición de deslizamiento puro, entre un par de probetas con forma de disco, una fija y otra móvil (rotante), sometidas a una carga normal, durante un determinado lapso de tiempo. El desgaste producido se cuantifica mediante el criterio de diferencia de peso, partiendo del concepto que a menor diferencia de peso respecto del inicial, mayor resistencia al desgaste.
Figura 26: Máquina para ensayo de desgaste Amsler Am sler (Fuente: INTIMECANICA) Para finalizar, y a pesar de todo lo comentado, no podemos dejar de mencionar que también existen reportes que indican que no hay uniformidad en los resultados obtenidos, esto es, no siempre este tratamiento provee mejoras frente al comportamiento al desgaste. Inclusive, algunos autores como Smolnikov y Kossovich concluyen que las mejoras sólo se producirían, cuando el tratamiento térmico convencional que forma parte de todo el proceso de tratamiento, fue mal realizado. Seguramente, y como ya fue explicado, la falta de entendimiento de las modificaciones que el tratamiento produce a nivel metalúrgico, generan por el momento, estas contradictorias conclusiones. El metal duro Haciendo un poco de historia, el primer paso hacia la concreción del material que conocemos como metal duro, fue la aparición del horno eléctrico, hace algo más de 110 años. Tal fue así, que en un horno de esta clase, el Dr. Acheson (1891) en los Estados Unidos obtuvo accidentalmente carburo de silicio, mientras se estaban realizando pruebas con el objeto de producir diamantes artificiales. Este carburo de silicio aglutinado convenientemente mediante un ligante tenaz, pudo ser destinado a la fabricación de muelas para rectificado, pero no así para producir herramientas de corte. Algunos años más tarde, Henri Moissan en la Universidad de La Sorbona logró producir variados tipos de carburos fundidos todos ellos de alto punto de fusión, aunque no pudo encontrarles una aplicación eficaz como material para herramientas de corte, dada la fragilidad de estos carburos fundidos.
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Coolidge introdujo en el año 1900 el empleo de una técnica pulvimetalúrgica, con el objeto de producir a partir de polvo de tungsteno, filamentos para lámparas. Fue Schröter en los laboratorios de Osram en Alemania (1920), quien a partir de calentar polvos de tungsteno y carbono obtuvo carburo de tungsteno en polvo, con un tamaño de grano de unos pocos micrómetros. Este polvo mezclado con un pequeño porcentaje de polvo metálico del grupo hierro-níquel-cobalto, compactado y sinterizado, dio como resultado la primera herramienta de metal duro, que la acería Krupp con el nombre de Widia comenzaría a fabricar en escala industrial (ya se explicó que este material de carburo de tungsteno y cobalto, sólo se mostró apropiado para mecanizar fundición, no así para trabajar aceros). En al Tabla VII, se presentan algunos valores representativos de propiedades de aquellos carburos más utilizados en la fabricación de herramientas de metal duro. Tabla VII : Propiedades de algunos carburos (Fuente: Metal cutting, Trent) Temperatura de fusión Tipo de carburo Dureza Vickers (HV) (ºC) De titanio (TiC) 3200 3200 De tantalio (TaC) 3900 1800 De tungsteno (WC) 2750 2100 La consecución de los trabajos desarrollados por Schröter, permitieron comprobar dos puntos muy importantes: 1) que el material más eficaz a ser usado como ligante del carburo de tungsteno es el cobalto y 2) que durante el proceso de sinterizado y alrededor de los 1300ºC (temperatura de sinterización), el carburo de tungsteno es soluble en el cobalto, fenómeno por el cual la porosidad original del polvo mezclado y prensado mecánicamente, desaparece. A manera de comparación, es interesante resaltar que si bien en un acero rápido hay una cantidad importante de carburos dispersos (entre el 10 al 15% en volumen), esta proporción en el metal duro tiene un mínimo de 80% en volumen. Las herramientas constituidas por carburo de tungsteno y cobalto presentan diferentes propiedades mecánicas, según sea la proporción de cobalto y el tamaño de grano de los carburos (puede variar entre 0.1 a 10 m), según puede apreciarse en la Tabla VIII. Tabla VIII : Propiedades de aleaciones al eaciones WC-Co (Fuente: Metal cutting, Trent) Tamaño de grano Dureza Tenacidad Resistencia a la % Co Vickers HV relativa fractura transversal del WC (m) 3 0.3 2020 3 1.4 1820 6 0.7 1800 6 1.4 1575 9 1.4 1420 9 4.0 1210 15 0.7 1400 15 1.4 1160
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Nota: la resistencia a la fractura transversal se asocia con la posibilidad de fractura en servicio. Esta ocurre sin deformación plástica, hecho que no sucede cuando se determina la resistencia a la compresión del metal duro. Se desprende del análisis de los valores presentados en la Tabla VIII que, a medida que aumentan el tamaño de grano del carburo de tungsteno y el porcentaje de cobalto, disminuye la dureza, mientras aumentan la tenacidad y la resistencia a la fractura transversal. Para los metales duro del tipo carburo de tungsteno y cobalto, aquel que posee un 6% de este último, y un tamaño de grano de carburos de 2m, es equivalente (por universalidad de uso, no de propiedades), al acero rápido AISI M2. Dado que con el paso de los años, muchas empresas comenzaron a dedicarse a la fabricación de herramientas de metal duro, con el consiguiente y continuado avance tecnológico que ello significa. Que además, diferentes composiciones químicas de distintos fabricantes, producían similares rendimientos en términos de mecanizado, y para no limitar nuevos desarrollos, surgió la necesidad de ordenar y clasificar los distintos tipos de carburos, según sea el tipo de aplicación (terminación, mecanizado medio, desbaste) y la clase de material a mecanizar (acero, acero inoxidable y fundición), de modo tal de servir como guía a los usuarios para la correcta selección de estas herramientas de corte. Nació así por el año 1955, el sistema para clasificación ISO de carburos, que los segmentó inicialmente en tres grandes grupos: 1) El grupo P: para el mecanizado de materiales de viruta larga, como son todos los aceros. 2) El grupo M: para el mecanizado de materiales intermedios, como son los aceros inoxidables. 3) El grupo K: para materiales de viruta corta, como la fundición y muchos materiales no ferrosos. A modo de referencia para esta clasificación inicial ISO, presentamos la Tabla IX, que muestra la composición química en volumen de distintos grados de metales duros. Tabla IX: Distintos grados de metal duro (Fuente: Metal cutting, Trent E.) Clase ISO WC (%) TiC (%) TaC , NbC Co (%) (%) P10 36 39 14 11 P20 49.5 27.5 11 12 M40 64 10.5 9 16.5 K20 87 --3 10 Nota: el número que acompaña a la clase ISO (la P va de 01 a 50; la M de 10 a 40 y la K de 01 a 30) indica, a mayor valor, mayor tenacidad y menor resistencia al desgaste. Si bien la clasificación inicial abarcaba la gama de materiales que mayoritariamente se emplean para fabricar piezas metálicas (nos referimos a aceros, aceros inoxidables, no ferrosos y fundición), recientemente (2005) y con el objeto de incluir nuevos materiales usados en el mecanizado (titanio, aceros templados, materiales aeroespaciales, etc), cuyo uso es 44
cada vez más frecuente en la industria, así como también contemplar los materiales exóticos (cermet, cerámicos, nitruro de boro cúbico y diamante policristalino) empleados para fabricar herramientas, se han agregado a la clasificación tres nuevos grupos, y se modificaron los alcances del grupo K, resultando a la fecha una clasificación ISO más general, que incluye un total de seis grupos: 1) El grupo P: para el mecanizado de materiales de viruta larga, como son todos los aceros (color azul). 2) El grupo M: para el mecanizado de materiales intermedios, como son los aceros inoxidables (color amarillo). 3) El grupo K: para materiales de viruta corta, aunque sólo la fundición (color rojo). 4) El grupo N: para metales no ferrosos (color verde). 5) El grupo S: para superaleaciones termorresistentes y titanio (color marrón). 6) El grupo H: para aceros templados (color gris). La clasificación ISO incluye una normalización respecto del color (consignada entre paréntesis, en el agrupamiento realizado más arriba), que se asigna para cada uno de los grupos tal como se muestra en la Figura 27. Esta relación grupo-color facilita el proceso de selección de herramientas de corte, cuando se emplean catálogos de los distintos fabricantes de herramientas.
Figura 27: Los seis grupos de la Clasificación ISO de metales duros (Fuente: Sandvik) Es importante destacar que esta normalización está realizada solamente en base al uso de las herramientas, no fijando regulaciones en lo que se refiere a la composición química de los materiales (de esta forma los fabricantes conservan la confidencialidad de sus desarrollos, y no se limita su capacidad de innovación). Desde el punto de vista metalográfico, estos metales duros pueden variar considerablemente sus propiedades según sea el tipo y tamaño de las partículas duras como también dependerán de la clase y proporción del aglomerante usado.
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En referencia al metal duro conformado por carburo de tungsteno y cobalto, podemos agregar que se trata de un metal duro compuesto por dos fases claramente diferenciadas: la fase dura o carburo de tungsteno es la denominada fase alfa (), mientras la fase blanda, el cobalto, constituye la llamada fase beta (). Como ya se ha comentado en más de una oportunidad, un metal duro de estas características, es apropiado para el mecanizado de fundición. Si en cambio, se lo empleara para el mecanizado de acero, la inestabilidad del carburo de tungsteno a alta temperatura (temperaturas tales como las que se obtienen cuando se mecaniza acero), genera las condiciones apropiadas para que ocurra una migración de carbono desde el material de la herramienta hacia la viruta, con la consecuente disminución de la resistencia al desgaste de la herramienta, que se traduce en una pérdida de su capacidad cortante. Dado que los carburos de titanio y tantalio son más estables a alta temperatura, combinándolos en una proporción adecuada con el carburo de tungsteno, se resuelve la dificultad antes señalada y un metal duro con tal composición, está constituido por tres fases. Es decir, las fases y ya mencionadas, más una tercer fase gamma () adicional, representada por los carburos de titanio, tantalio y en ocasiones de niobio. A manera de ejemplo, en la Figura 28 se presentan dos estructuras diferentes de metales duro, a izquierda, un metal duro clasificación ISO K20 con dos fases ( y ) y a la derecha, un metal duro clasificación ISO P10 con tres fases (, y ).
Figura 28: Diferentes estructuras de metal duro (Fuente: El mecanizado moderno, Sandvik, página III-13).
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Normalización de insertos intercambiables y portainsertos La normalización al respecto este tipo de herramientas, se completa con la denominación normalizada de los insertos (consiste en un código alfanumérico que indican su geometría y dimensiones) y portainsertos. En la Figura 29 puede observarse una síntesis de dicha normalización.
Figura 29: Normalización ISO para la denominación de insertos y portainsertos (Fuente: Sandvik) Proceso de fabricación de metal duro Una síntesis del proceso de fabricación del metal duro puede observarse en la Figura 30.
Figura 30: Fabricación del metal duro (Fuente: El mecanizado moderno, Sandvik, página III-14).
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El proceso se inicia con la producción de los polvos (etapa 1). Por ejemplo: para producir polvo de carburo de tungsteno se parte de la mena de tungsteno, ya sea de schelita o de volframita (ambos minerales de tungsteno). Mientras que, el polvo de cobalto, se obtiene por reducción de óxido de cobalto. Efectuando una mezcla previa de los polvos en la proporción necesaria, se pasa a la etapa de prensado de polvo de metal duro (etapa 2). Esta tarea se realiza en prensas mecánicas rápidas de simple y doble efecto, a alta presión. Para facilitar el prensado, se adiciona a los polvos un lubricante que se evapora por acción de la temperatura durante un proceso posterior (sinterizado). Como resultado del prensado se obtiene una forma (dependerá de la matriz usada), con resistencia mecánica similar a la que puede tener una tiza para pizarrones (a pesar de ello, luego de compactado, el material puede ser manipulado sin ninguna precaución especial), aunque sus dimensiones no se corresponden con las que tendrá el producto terminado, dado que, en esta fase, la porosidad del producto compactado puede alcanzar entre un 30% a 50% del volumen total, y dicha porosidad desaparece durante el sinterizado, sufriendo el compacto (placa prensada) en esa fase, una contracción lineal de entre un 17 a 20% según sea la composición química de los polvos compactados. La tercer fase del proceso es la denominada de sinterizado (etapa 3). Esta etapa se realiza en un horno eléctrico con una atmósfera severamente controlada. La temperatura de sinterización depende de la composición química de las herramientas (debe ser inferior a la menor temperatura de fusión de los componentes), y debe asegurar, para la eliminación de la porosidad, la aparición de una fase líquida no mayor del 25% (un porcentaje mayor puede producir deformación en los compactos sinterizados). En el caso de compactos de carburo de tungsteno y cobalto, la temperatura de sinterizado es de 1280ºC. Posteriormente, se pasa a la fase de tratamiento del compacto (etapa 4). Comprende dos tipos de operaciones: 1) el rectificado que se aplica en casos muy especiales (la mayoría de las placas son terminadas en el mismo proceso de sinterizado) y 2) el redondeo mecánico de filos realizado por el tratamiento denominado “honing”, el cual genera radios de filo de 0.02mm a 0.08mm, otorgando una mayor tenacidad al filo y también, mejor adherencia de todo recubrimiento posterior. La fase final del proceso de fabricación, es la de recubrimiento (etapa 5). Este último proceso, es de gran importancia, tanto que en la actualidad casi no se comercializan herramientas sin recubrimiento (como ya sabemos, los recubrimientos han permitido crecientes aumentos de la productividad). Las herramientas de metal duro pueden ser recubiertas por dos técnicas: PVD (analizada en relación con las herramientas de acero rápido) y la denominada CVD. La técnica de recubrimiento PVD se emplea en metales duros cuando es necesario disponer de un filo muy agudo (recordemos que el espesor de recubrimiento es siempre menor a 5m cuando se usa PVD), por ejemplo, para mecanizar acero inoxidable.
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Recubrimiento CVD Los procesos de recubrimientos PVD y CVD constituyen métodos de deposición en estado gaseoso. Particularmente, la sigla CVD significa Chemical Vapour Deposition (Deposición química en fase vapor). Este proceso consiste en la formación de una película sólida sobre una superficie, con espesor variable y controlado de entre 2 a 12 m, formada por reacción química (activación térmica) entre la superficie del sustrato (en nuestro caso un metal duro) y un gas. Se trata entonces de un proceso en el cual, según sea la composición del recubrimiento a realizar, se utiliza la combinación de una mezcla de gases y una determinada temperatura, para lograr el recubrimiento deseado. En la Figura 31 se muestra un esquema de un equipo de recubrimiento CVD, preparado para efectuar recubrimientos mono y multicapa de carburo de titanio, carbonitruro de titanio y óxido de aluminio. Cuando la temperatura necesaria para la reacción química, se obtiene por calentamiento resistivo, se habla de Thermal CVD o CVD térmico. De los procesos CVD actuales es este el de mayor temperatura. Técnicas de procesamiento más modernas asistidas por plasma o PACVD (Plasma Assisted CVD), permiten trabajar a temperaturas de hasta 500ºC.
Figura 31: Esquema de equipo de recubrimiento CVD (Fuente: El mecanizado moderno, Sandvik, página III-31). A modo de ejemplo, en la Tabla X según sea el material a depositar, se indican la combinación de gases así como la temperatura de tratamiento, para los depósitos más comunes realizados sobre herramientas de metal duro, para un proceso Thermal CVD. Tabla X: Ejemplos de recubrimientos CVD (Fuente: INASMET Tecnalia) Temperatura Material Tipo Gases (ºC) Nitruro TiN TiCl4 + N2 + H2 900 – 1000 Oxido Al2O3 AlCl3 + CO2 + H2 900 – 1100 Carburo TiC TiCl4 + CH4 + H2 900 - 1000
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Entre las principales ventajas del proceso CVD se encuentran: - Versatilidad para depositar variados compuestos y elementos. - Ajuste preciso del proceso. - Posibilidad de obtener recubrimientos multicapa. En la Figura 32 se presentan, a la izquierda un recubrimiento CVD bicapa de carburo de titanio-nitruro de titanio (exterior), mientras a la derecha el recubrimiento CVD es de tres capas de nitruro de titanio cada una de diferente composición, recubrimientos realizados en ambos casos sobre un sustrato de metal duro.
Figura 32: Recubrimientos CVD de metales duros (Fuente: El mecanizado moderno, Sandvik, página III-29). Dry machining o mecanizado en seco Desde hace ya unos años, en Europa, Japón y Estados Unidos, existe una tendencia cada vez más acentuada, a disminuir el empleo de lubricantes en las operaciones de mecanizado. Algunos de los motivos están a la vista: cuidado de la salud (un nivel de concentración de lubricante mayor a 5mg/m3 en el aire de la fábrica, es pernicioso para la salud), contaminación ambiental y deposición final de los aceites usados. Otro motivo muy importante es la incidencia que tiene sobre los costos de fabricación cuando se ejecutan series grandes de piezas. En estos casos puede llegar a representar entre un 7,5 a 17% del costo total de fabricación (de este porcentaje, a su vez, entre el 40 al 70% se debe a la necesidad de contar con más espacio en la planta para su almacenamiento, ya sea entrando o saliendo de la fábrica, y para su tratamiento y deposición final). Sin embargo, no debemos olvidar una serie de importantes funciones que cumplen los lubricantes en las operaciones de mecanizado: lograr una determinada vida de herramienta, rugosidad y precisión dimensional en la pieza mecanizada, facilitar la rotura y transporte de la viruta, como así también la manipulación de la pieza. Si se desea transformar un proceso con lubricante en uno sin empleo de lubricante, el nuevo proceso deberá tener en cuenta cada uno de los factores antes citados, de modo tal que, la herramienta óptima para el nuevo proceso en seco deberá poseer un sustrato, recubrimiento y geometría tales que, faciliten la puesta en uso de esta técnica. Respecto del sustrato es evidente que el empleo del acero rápido en estas aplicaciones, se ve drásticamente limitado, dado que el no uso de lubricante genera una mayor temperatura en la zona de corte y es conocida la restringida curva de dureza en caliente que poseen toda la gama de estos aceros de herramienta.
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Es entonces el metal duro, el “candidato natural” para esta aplicación, dado que no posee las limitaciones comentadas para el acero rápido. En cuanto al empleo de revestimiento, se debe a que cumple dos funciones que facilitan la posibilidad del no empleo de lubricación: 1) el bajo coeficiente de fricción disminuye la generación de calor así como impide la adhesividad del material que se transforma en viruta y se suelda sobre los filos de la herramienta de corte (de alguna manera, por las características de los materiales usados para recubrir herramientas de metal duro, el recubrimiento hace las veces de un “lubricante sólido”), y 2) la baja conductividad térmica protege al sustrato así como modifica la distribución del calor generado durante el corte ya que menos calor se transfiere a la herramienta y en mayor proporción se transfieren a la viruta que se genera y a la pieza que se mecaniza. Algunos autores (como Klocke y Kalhöfer), agrupan a la técnica denominada MQL (Minimal Quantity Lubricant), como parte integrante de lo que se conoce como dry machining. En el MQL se usa un lubricante en forma de spray, con un consumo horario de entre 50 a 100 ml/h. El MQL se emplea en combinación con herramientas de características específicas, en los procesos de agujereado, roscado con macho y escariado, donde la dificultad para conservar frío el filo cortante, así como mantener baja la adherencia entre la viruta y la herramienta son determinantes. Es importante destacar también que en el caso que la pieza a trabajar posea tolerancias dimensionales y de forma muy ajustadas, normalmente, no podrá usarse la técnica de mecanizado en seco. En referencia a la geometría de la herramienta, se busca una disminución en los esfuerzos de corte empleando ángulos positivos, y mediante la aplicación de altas velocidades de corte, modificar la distribución del calor generado durante el corte. Desde el punto de vista del material a mecanizar, el empleo de técnicas de fabricación net-shape (mínimo sobrematerial a remover) para los semielaborados, facilita también el uso del dry machining, como también propiciar los cambios de proceso (roscado por macho reemplazado por roscado por fresado). Queda claro entonces, que para dar el paso de un proceso con lubricante hacia un proceso en seco y obtener la mejor solución, debe necesariamente analizarse una solución con una mirada INTEGRAL. Para finalizar, daremos algunas recomendaciones particulares a tener en cuenta en el caso de querer convertir un proceso de agujereado lubricado en uno sin lubricar, según sea el material a mecanizar. Para el caso de tener que mecanizar fundición, dada la baja temperatura en la zona de corte sumada a la viruta corta, es posible el trabajo en seco. Si el material a mecanizar es acero, se empleará la técnica MQL, mientras la broca será recubierta con nitruro de titanio, tendrá canales helicoidales más amplios para facilitar la salida de la viruta y una mayor conicidad desde la punta hacia el vástago, de modo que la fricción sólo ocurra en la punta misma de la broca. Finalmente, cuando el material a trabajar sea una aleación de aluminio, se usará MQL y broca revestida con hélice larga. En todos los casos comentados, el sustrato de la herramienta será metal duro.
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El Mecanizado de Alta Velocidad Sólo a manera de realizar una pequeña introducción al tema, decimos que, se conoce como Mecanizado de Alta Velocidad (MAV), denominado habitualmente en los países anglosajones como HSM (High Speed Milling) o HSC (High Speed Cutting), a un tipo de proceso de corte que se emplea casi con exclusividad en operaciones de fresado, el cual tuvo su origen conceptual a través de los trabajos del Dr. Carl Salomon durante una serie de experiencias llevadas a cabo entre los años 1924 y 1931, sobre materiales no ferrosos. Los resultados de estas experiencias constituyeron la patente alemana N° 523594 del 27 de Abril de 1931. La patente estaba constituida de una serie de curvas que mostraban la temperatura de formación de viruta en función de la velocidad de corte, obtenidas a partir de mecanizar los citados materiales. Estas curvas corresponden a la Figura 33 (consultar vocabulario al finalizar el capítulo). Respecto de las curvas incluidas en el gráfico, correspondientes al mecanizado de acero y fundición, se supone que fueron trazadas en forma intuitiva, sin realizar ensayo alguno.
Figura 33: Curvas de temperatura de viruta según la velocidad de corte (m/min) y el tipo de material a mecanizar (Fuente: Sandvik). Mediante la “lectura” de estas curvas, se desprenden una serie de conceptos sorprendentes: fijado un material a mecanizar, a una determinada velocidad de corte denominada velocidad crítica Vcr (entre 5 a 10 veces la usada en un mecanizado convencional), la temperatura de formación de la viruta comenzaría a disminuir. Esta baja sería pequeña para la fundición y aceros en general, pero muy importante en los metales no ferrosos. Están también indicadas en el gráfico las temperaturas límites para el funcionamiento frente al mecanizado, a las cuales los distintos materiales usados para la construcción de herramientas (por ejemplo, metal duro,
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estellita, aceros rápidos, aceros al carbono), perderían su capacidad de corte. Mas allá de haber comentado una serie de conceptos que suenan al oído como muy interesantes, y contradiciendo lo explicado, “hoy día se sabe que la temperatura y el desgaste siempre crecen, aunque tienden a estabilizarse cuando la velocidad de corte es elevada” (Norberto López de Lacalle). De
ahí que siempre nos expresáramos en forma potencial.
De todos los procesos de mecanizado que se realizan en la actualidad, aquel que más se parece al MAV es el que se efectúa sobre aleaciones ligeras (aluminio, zinc), sobre las cuales suelen utilizarse velocidades de hasta 2000m/min. Para todos los otros materiales a mecanizar (acero templado, titanio, aleaciones de níquel y cobalto, fundiciones, etc), más que referirnos a Mecanizado de Alta Velocidad, debiéramos hablar de “Mecanizado más rápido”, en virtud que a partir del empleo de materiales modernos usados para la fabricación de herramientas, principalmente metales duros revestidos (con nitruro de titanio o nitruro de titanio y aluminio) y nitruro de boro cúbico, las velocidades de corte tradicionales que se empleaban para mecanizar aquellos materiales fueron incrementadas significativamente (por citar un ejemplo, en el caso del titanio, se pasó de 40m/min a 200m/min). Es en razón de la constante aparición de nuevos materiales a mecanizar, como también del avance de los que se usan para fabricar herramientas de corte, que la evolución de la técnica que se conoce como Mecanizado de Alta Velocidad ha sido incesante desde aquellos días, hasta convertirse en una tecnología que permite mecanizar materiales y formas que antes no se podían efectuar mediante el mecanizado convencional. Por citar algunos ejemplos: materiales con una dureza superior a los 50 HRC, o piezas con paredes delgadas de 0.2 mm de espesor. El actual desarrollo es tal que se construyen máquinas especialmente diseñadas para MAV, impulsadas estas por motores lineales, o concebidas bajo la forma de arquitectura paralela, o también denominada, plataforma Stewart. Del mismo modo existen sistemas de sujeción de herramientas (ya sean estos por sujeción mecánica – pinza elástica-, hidráulica o térmica), herramientas de corte (integrales de metal duro recubiertas de nitruro de titanio y aluminio, con núcleo reforzado y geometría de filo negativa), condiciones de mecanizado, sistemas de lubricación (mecanizado en seco, con aire comprimido o MQL), controles numéricos y estrategias de mecanizado por CAD-CAM que le son propias. Para finalizar diremos que, si bien no existe aún una definición única para el MAV, si se puede afirmar que: -
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Se refiere comúnmente al fresado que combina altas velocidades de rotación con altas velocidades de avance, manteniendo o reduciendo las profundidades de pasadas y avances por dientes, de los mecanizados tradicionales. Es un proceso que utiliza materiales de herramientas, como mínimo del tipo metal duro recubierto o superior. 53
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Se utiliza en la industria aeroespacial para el mecanizado de aleaciones ligeras con muy altas tasas de remoción de viruta, así como también en la fabricación de moldes y para mecanizar materiales con durezas superiores a 50 HRC. MAV, no es sólo alta velocidad de corte, sino que se trata de un proceso en el que las operaciones son realizados con métodos y equipamientos específicos. Se usa para la terminación de aceros templados con velocidades de corte y avances 4 a 6 veces mayores que los utilizados en el mecanizado convencional. Es un proceso de mecanizado para alta productividad, que permite desbastar y terminar piezas pequeñas, así como en el acabado de piezas de todos los tamaños. Modifica drásticamente la tasa de remoción de viruta, la distribución del calor generado durante el corte, y la formación de viruta. Produce piezas de mejor precisión dimensional y terminación superficial.
Para mayor información sobre este proceso puede consultarse el texto especializado denominado “Mecanizado de alto rendimiento” de Norberto López de Lacalle Marcaide (Ediciones Técnicas Izaro), particularmente el capítulo 6 denominado “El concepto mecanizado de alto rendimiento”. GEOMETRÍA DE LAS HERRAMIENTAS DE CORTE Para una herramienta de corte, es condición necesaria pero no suficiente que sea construida en un material de mayor dureza que el material a mecanizar. Se requerirá adicionalmente, que la herramienta posea una determinada geometría, representada por la forma de una cuña sólida. Cuanto más agudo sea el ángulo de filo () de esta cuña, más sencillo le resultará a la herramienta penetrar el material a mecanizar (Figura 34). El análisis geométrico de una herramienta de corte se efectúa de manera genérica sobre una herramienta monocortante, como la que se emplearía en una operación de torneado, y una vez comprendido su principio de funcionamiento, se lo extrapola a cualquier otro tipo de herramienta para cortar viruta, incluso, a una herramienta bicortante como es una broca helicoidal (el análisis geométrico realizado se aplica individualmente a cada uno de los dos filos cortantes). En la Figura 34 puede observarse, a izquierda, una cuña monocortante sólida en tres dimensiones y a la derecha, su vista lateral.
Figura 34: Geometría de una herramienta monocortante (Fuente: Mecanizado por arranque de viruta, Micheletti G., página 14).
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Esta herramienta elemental está formada por dos caras: la A puede ser denominada indistintamente como, superficie de ataque, corte, anterior o desprendimiento y la B llamada de incidencia, dorsal o destalonado (por ejemplo, en una broca helicoidal, la cara A corresponde a la superficie del canal helicoidal sobre la que desliza la viruta, y la cara B a la superficie “cónica” frontal de la punta de la broca). Esta última queda siempre enfrentando a la superficie mecanizada (fondo del agujero). Estas dos caras, se cortan según una arista o filo cortante, el cual, impulsado por el movimiento principal de corte (en el caso del agujereado, la rotación de la broca), permite desprender material de un determinado espesor transformándolo en viruta (combinado con el movimiento de alimentación o avance de la broca, producen ambos la generación continua de viruta). Estas dos superficies forman respectivamente con la normal y la tangente a la superficie mecanizada, los ángulos denominados: de ataque o desprendimiento y de incidencia o destalonado. Entre ambos queda delimitado el ángulo de filo , representativo de la cuña sólida. Tales ángulos, como se explicará en el apartado siguiente, dependen principalmente del material a mecanizar, como así también del material de la herramienta y del tipo de operación de mecanizado a realizar (torneado, agujereado, fresado, etc.) Angulo de ataque Este ángulo formado entre la superficie de ataque y la normal a la superficie mecanizada (en el caso del agujereado, sería una perpendicular a la superficie del fondo del orificio), tiene vital influencia en el proceso de formación de viruta, ya que mediante la combinación del filo cortante con la superficie de ataque, provocan su desprendimiento. El ángulo de ataque, según sea la clase de material a mecanizar, influye decisivamente sobre el tipo de viruta que se forma: un ángulo grande favorece la formación de viruta de tipo continua (principalmente cuando se trabajan materiales tenaces como los aceros) y permite un trabajo más aliviado del filo de la herramienta (aunque a decir verdad, todo aumento del ángulo de ataque genera automáticamente una disminución del ángulo de filo . Entonces, sólo se utilizarán ángulos grandes cuando se mecanizan materiales blandos, que no exijan a la herramienta). Un ángulo pequeño o incluso menor que cero (negativo), supone un mayor desarrollo de calor, con lo cual es factible afectar negativamente la duración del filo cortante. Siguiendo con el proceso de agujereado tomado como ejemplo, el ángulo de ataque corresponde aproximadamente sobre el diámetro externo de una broca, al ángulo de la hélice que posee el canal helicoidal (la normativa internacional recomienda emplear tres tipos diferentes de ángulos de hélice). En realidad, este ángulo toma valores que van decreciendo desde la periferia hacia el núcleo, lugar donde se anula. A modo de referencia, en la Tabla XI, se muestran diferentes valores de ángulos de hélice en función del diámetro de la broca y del tipo de hélice (N, H y W).
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Tabla XI: Tabla de ángulos recomendados de hélice de brocas helicoidales (Fuente: Ferramentas de corte II, Stemmer C., página 7). Rango de Valores recomendados para ángulos de hélice (º) diámetros (mm) N H W 3.2 a 5 22 3 12 3 35 3 5 a 10 25 3 13 3 40 5 30 3 13 3 40 5 10 Aclaración: El tipo de hélice a utilizar, depende del material a mecanizar: la hélice N (Normal) se emplea para aceros y fundiciones de hierro con durezas de hasta 240 HB, la hélice tipo H (Hart, significa duro en alemán) se aplica en materiales duros y frágiles como la fundiciones de hierro de más de 240 HB y la hélice tipo W (Weich, significa blando en alemán) para materiales blandos como ser cobres, aluminios y sus aleaciones. En la Figura 35 se visualizan brocas con los tres tipos de hélices mencionadas.
Figura 35: Tipos de hélices en las brocas helicoidales (Fuente: Guhring, Alemania) Angulo de incidencia Es el ángulo comprendido entre la superficie de incidencia y la superficie mecanizada, y tiene por objeto evitar el rozamiento entre ambas superficies, de modo que este ángulo debe ser siempre mayor que cero. Mientras el filo de corte desprende viruta, por acción de las fuerzas de mecanizado, comprime el material a mecanizar que se encuentra inmediatamente debajo de él. Una vez sobrepasada esta situación, este material ya liberado de las fuerzas cortantes, tiende a “dilatarse” por efecto de su recuperación elástica, de modo que sólo un ángulo de incidencia mayor que cero, minimiza el rozamiento entre las partes. Los valores del ángulo de incidencia deben ser en todos los casos, los menores posibles, compatibles con el mecanizado, para no debilitar el filo cortante, por disminución del ángulo de filo . Continuando con el proceso de agujereado tomado como referencia, en la Tabla XII, se indican diferentes valores de ángulos de incidencia, en función del diámetro de la broca helicoidal de acero rápido.
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Tabla XII: Tabla de ángulos orientativos de incidencia para brocas helicoidales de acero rápido (Fuente: Ezeta). Rango de diámetros (mm) Angulo de incidencia (º) 2 a 3.2 16 a 22 3.2 a 4.8 12 a 17 4.8 a 6 10 a 15 6 a 9.5 10 a 14 9.5 a 14.25 9 a 13 6 a 10 14.25 CONDICIONES DE CORTE Continuaremos en este apartado tomando al agujereado como proceso de referencia. Para que una broca pueda realizar su trabajo de agujereado requerirá la simultaneidad de dos tipos de movimientos claramente diferenciados en su función: 1) el denominado movimiento principal de corte (representado por el giro de la broca a un determinado número de revoluciones por minuto) que por su sola existencia genera el arranque de material (si la broca estuviera amarrada a un taladro de mano y girando, con sólo apoyarla, por ejemplo, sobre un trozo de madera, obtendríamos viruta), mientras 2) el denominado movimiento de alimentación (representado por un movimiento de desplazamiento lineal de la broca a un determinado número de milímetros por revolución), combinado con el primero, permitirá la generación continua de viruta profundizando así el orificio que se desea realizar (Figura 35).
Figura 35: Movimiento principal de corte (a) y de alimentación (b) de una broca helicoidal (Fuente: Alrededor de la máquina-herramienta, Gerling H., página 90) Asociados a estos movimientos surgen dos parámetros o condiciones de corte, la velocidad de corte y el avance, que resulta necesario definirlos con claridad. Se entiende por velocidad de corte V c (normalmente medida en m/min), a la velocidad tangencial que presenta el filo de la broca, medida sobre su diámetro exterior. Esta velocidad dependerá del material a mecanizar, como 57
también del material y diámetro de la broca. La velocidad de corte se representa mediante la ecuación (1): V c
dn 1000
(1)
En donde: Vc = velocidad de corte en m/min. d = diámetro de la broca medido sobre la punta en mm. n = número de revoluciones por minuto en r.p.m. Aclaración: si se considera d en mm, n en r.p.m. y se divide por mil, la velocidad de corte resultará en m/min. Se entiende por avance por vuelta (a) a la cantidad de mm que la broca avanza en forma lineal, por cada revolución que gira la misma. Este avance, que determina el espesor de la viruta cortada, depende del material a mecanizar, del material de la broca así como de su diámetro (para igual material a mecanizar y mismo material de broca, una broca de mayor diámetro tolerará un mayor avance por vuelta que una de menor diámetro, dada su mayor sección resistente). Otra forma de referirnos al avance (que nos permitirá calcular el tiempo de agujereado) es mediante la denominada velocidad de avance Va (obsérvese que en este caso decimos velocidad). Se entiende por velocidad de avance a la cantidad de mm que la broca avanza en forma lineal, por cada minuto de tiempo de corte. Esta velocidad de avance depende también del material a mecanizar, del material de la broca así como de su diámetro. La velocidad de avance se calcula por medio de la ecuación (2) y surge de multiplicar para una misma operación, el número de revoluciones a que gira la broca, por su avance por vuelta: V a
na (2)
En donde: Va = velocidad de avance en mm/min. n = número de revoluciones por minuto en r.p.m. a = avance en mm/v. Como se aprecia en la Tabla XIII, adjuntada a modo de ejemplo, los fabricantes de brocas, nos entregan una tabla de condiciones de corte, en la cual se recomiendan la velocidad de corte y el avance por vuelta, en función del material a mecanizar y del material de la broca. Para simplificar la información anexada, se aclara que todos los valores citados corresponden a brocas de 6mm de diámetro (recordemos que si varía el diámetro, puede modificarse el avance por vuelta).
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Tabla XIII: Condiciones de corte para agujereado de distintos materiales con brocas helicoidales de acero rápido (Fuente: Gühring, Alemania) Material a agujerear Velocidad de corte Avance por vuelta (m/min) (mm/v) Titanio 3–5 0.05 Acero de herramientas 10 - 16 0.063 Acero sin alear con %C 16 - 20 0.08 0.4 Acero sin alear con %C 20 - 30 0.1 0.4 Fundición gris 16 – 25 0.125 Bronce 60 - 80 0.16 Dada la importancia de la disminución de los tiempos de agujereado, con el advenimiento de nuevos materiales de corte, y con el objeto de poner en evidencia una relación muy necesaria más adelante, nos referiremos por último en este apartado, al tiempo de agujereado, y lo relacionaremos, con las condiciones de corte ya mencionadas. Se entiende por tiempo de agujereado (Ta) a la cantidad de tiempo que le lleva a la broca realizar un orificio de una profundidad dada. El tiempo de agujereado resulta de dividir la profundidad del agujero (h) por la velocidad de avance de la broca (Va), y se representa por la ecuación (3): T a
h V a
(3)
En donde: Ta = tiempo de agujerado en minutos. h = profundidad del agujero en mm. Va = velocidad de avance en mm/min. Si en la ecuación (1) despejamos el número de revoluciones n, a este lo reemplazamos en la ecuación (2), y a su vez, esta última se reemplaza en la (3) resulta la ecuación (4): T a
hd 1000 aV c
(4)
Observando esta ecuación, resulta evidente que todo incremento de la velocidad de corte, traerá aparejado una disminución del tiempo de agujereado, resultando esta la premisa común en el desarrollo de nuevos materiales para herramientas, como ya se analizó previamente. Aclaración: si bien las ecuaciones (1) a (4) fueron presentadas para un proceso de agujereado, estas ecuaciones, con pequeños retoques, son genéricas. En el caso de tratarse de un proceso de torneado, n representará el número de revoluciones a que gira la pieza, en las ecuaciones (3) y (4)
59
se deberá sustituir el desplazamiento h por la longitud de la pasada de torneado l, y la variable Ta deberá reemplazarse por la genérica T. Otra variable, quizás no tan sencilla de ver en el agujereado, es la profundidad de pasada p. En ese caso, se representa por la mitad del diámetro que corta cada filo. Más simple de visualizar, en el torneado, la profundidad de pasada resulta del espesor a remover en sentido radial, que surge de apoyar la punta de la herramienta sobre el diámetro del material a cortar, para luego avanzar radialmente con el carro, la cantidad de mm que se desean quitar en la pasada. Para una pasada en particular, la combinación de la profundidad de pasada, el avance y la velocidad de corte, permiten definir otro parámetro de mecanizado, que se denomina volumen de viruta Vv: V v
paV c (5)
En donde: Vv = volumen de viruta en mm3 /v*min. p = profundidad de pasada en mm. a = avance en mm/v. Vc = velocidad de corte en m/min. Resulta muy sencillo de ver, que a menos de un cambio de la unidad habitual para la velocidad de corte (m/min) a mm/min, la unidad resultante del producto indicado en (5) es mm3 /v*min. Este concepto ayudará a mejorar la comprensión de que se entiende por operaciones de desbaste y terminación. En una operación de desbaste se persigue como objetivo principal, aproximar el material de partida a la forma de la pieza terminada, en el menor tiempo posible, y sin interesar la precisión de las dimensiones de la pieza mecanizada, como tampoco su rugosidad superficial. Para ello se emplean normalmente, la mayor profundidad de pasada que se pueda utilizar, combinada con el mayor avance compatible con el inserto usado, y una velocidad de corte mediana. La restricción sobre la velocidad de corte se debe a que, empleando una velocidad elevada, resultará en virtud de la relación de Taylor (ver ecuación 6), una duración o vida útil de filo baja, por lo que se correría el riesgo de tener que cambiar filos de corte muy seguido, interrumpiendo así el proceso de producción, más aún teniendo en cuenta que, la herramienta de desbaste es aquella que estará la mayor cantidad de tiempo en contacto con la pieza a mecanizar. Esta combinación de las tres condiciones de corte en el sentido indicado para cada una, generará un elevado volumen de viruta arrancado, tal como se espera en toda operación de desbaste. Antes de analizar lo que sucede con las operaciones de terminación o acabado, nos referiremos a la ecuación de Taylor y al concepto de vida útil. La ecuación de Taylor simplificada está representada por la fórmula (6): V c T u
cons tan te (6)
60
En donde: Vc = velocidad de corte en m/min. Tu = duración o vida útil del filo cortante en minutos (para las herramientas afilables, se busca emplear condiciones de corte que produzcan una duración de 1h, 2h, 4h u 8h, dado que se requiere de personal especializado para proceder al reafilado. Para las no afilables, como es el caso de los insertos, dada la facilidad para sustituir el filo deteriorado, se emplean condiciones que generen una duración de entre 15 a 60 minutos). = exponente que depende del material de la herramienta (para acero rápido puede valer entre 0,12 a 0,16 y para metal duro de 0,30 a 0,35). Esta expresión arroja varios conceptos muy interesantes. Por un lado, de las tres condiciones de corte, incrementos en la profundidad de pasada prácticamente, no afectan la duración del filo. En el caso del avance, si bien hay cierta influencia, es limitada, mientras que para la velocidad de corte, esta afectación es MUY importante (las referencias a la profundidad y al avance pueden realizarse en virtud que al no figurar en la expresión, no tienen incidencia sobre la vida útil, aunque esto no es estrictamente cierto). Se deduce entonces que, todo incremento de la velocidad, significa una disminución de la vida útil (se entiende por vida útil del filo de una herramienta de corte, la cantidad de minutos en contacto con el material a cortar que dura el filo, hasta que se produce un grado de desgaste tal que debe ser reemplazado). Puede comprenderse ahora, porque limitar la velocidad de corte en las operaciones de desbaste. Ahora si, podemos retomar nuestro análisis de las operaciones de terminación. En ellas se busca obtener la pieza terminada, con la precisión dimensional, superficial y de forma indicadas en el plano de fabricación, habitualmente en una sola pasada. Estos requisitos sólo pueden alcanzarse empleando una pequeña profundidad de pasada, un pequeño avance (limitado por usar normalmente insertos con radios de punta de 0,4mm, siempre menores a la profundidad de corte dada) y una elevada velocidad de corte, a los efectos de mantener por un lado, un volumen de viruta, si bien bajo, lo más alto dentro de lo posible, y por otra parte, porque se sabe que, aumentando la velocidad de corte, se mejora la rugosidad. Para finalizar, asociado al concepto de vida útil, aparece la noción de duración económica Te. Esto es, la duración del filo de la herramienta de corte, que a una dada velocidad, llamada velocidad económica, minimiza el costo de la operación. Conocida la duración económica por aplicación de la expresión (7) a una operación de mecanizado específica (como ser un cilindrado), la velocidad económica se calcula usando la (6). La duración económica se calcula utilizando la expresión (7): T e
1 C 1 t t c (7) C m
En donde: Te = duración económica del filo de corte en minutos. 61
= exponente de la ecuación de Taylor (adimensional).
Ct = costo del inserto por filo en $/filo. Cm = costo de máquina en $/min. tc = tiempo estándar de cambio de filo de inserto en minutos. Es muy interesante el cálculo de la duración económica, porque permite relacionar las condiciones de corte (a decir verdad, la velocidad de corte), con su incidencia sobre los costos de producción. PROBLEMAS SOBRE SELECCIÓN DE HERRAMIENTAS Y CONDICIONES DE CORTE Con el objeto de practicar la selección de herramientas y condiciones de corte, en operaciones de torneado, roscado con inserto, torneado de terminación, agujereado con brocas con insertos, fresado tradicional y con fresa de punta esférica, se resolverán los siguientes problemas: Problema 1: TORNEADO Se requiere cilindrar una barra de acero SAE12L14 (Dureza Brinell HB160) de 200mm de largo, desde un diámetro inicial Di de 3 pulgadas (76.2mm) hasta un diámetro final Df de 70mm, en una sola pasada. 1) Elegir el inserto y su correspondiente portainserto del catálogo Corokey, indicando sus códigos de pedido. 2) Ajustar las condiciones de corte al material del problema. 3) Determinar el número de revoluciones de la pieza. 4) Calcule la velocidad de avance de la herramienta. 5) Tiempo de mecanizado. 6) Cuántas piezas iguales podrán mecanizarse con un filo del inserto?. Problema 2: ECONOMIA DE MECANIZADO Determinar la duración económica para cada una de las herramientas involucradas (Torneado; agujereado y tronzado), ajustando las condiciones de corte en cada caso al material de la pieza (Acero SAE 1045 HB220). Nota: la pieza se realizará en un torno CNC, cuyo costo horario es de 70$/hora. Problema 3: ROSCADO EN TORNO CNC Se desea realizar una rosca exterior M22x2.5mm, en una pieza de acero SAE 4140 con HB240, en un torno CNC. Se pide: 1) Código de pedido de un inserto de perfil completo. 2) Código de pedido de un inserto de perfil en V. 3) Profundidad total de la rosca (h = 0.65 * p). 4) Cantidad de pasadas recomendadas. 5) Ajustar las condiciones de corte al material del problema. 6) Tiempo total aproximado de roscado. 7) Cantidad de roscas por filo. Problema N°4: TORNEADO DE ACABADO Dada una barra de acero inoxidable de dureza Brinell HB 260, se desea realizar una pasada de terminación de 1mm de profundidad. Teniendo en cuenta que el inserto utilizado presenta un radio de punta de 0,4mm, cual deberá ser el avance utilizar para alcanzar una rugosidad media aritmética de 1,2m. Y si el radio de punta fuera de 0,8mm?. 62
Tener en cuenta que: Ra
1000 a 2 32r p
(8)
En donde: Ra = rugosidad media aritmética en m. a = avance en mm/v. rp = radio de punta del inserto en mm. Problema 5: AGUJEREADO Se desea realizar sobre una placa (Espesor de placa 1,5 pulgadas) de acero inoxidable austenítico de dureza Brinell HB260,un orificio pasante de 21mm de diámetro, en un centro de mecanizado, utilizando una broca con insertos (Tipo Coromant U), apropiada para la realización de agujeros cortos. 1) Elegir la herramienta del Corokey, indicando su código de pedido. 2) Seleccionar las placas central y periférica, dando su código de pedido y calidad correspondiente. 3) Ajustar las condiciones de corte al material en cuestión. 4) Determinar el número de revoluciones a que deberá girar la herramienta. 5) Cual será la velocidad de avance de la broca? Problema 6: FRESADO Se desea planear una placa de acero SAE1020 con dureza Brinell HB150 de 400mmx3"x1 ", debiendo reducir su espesor en una pasada con una fresa de metal duro intercambiable a 22mm. Se pide: 1) Seleccionar la fresa del catálogo Corokey, indicando su código de pedido. 2) Establecer los parámetros de corte. 3) Cual será el avance de la mesa de la fresadora? 4) Tiempo de fresado. Tener en cuenta que: V a
na z z (9)
En donde: Va = velocidad de avance de la mesa de la fresadora en mm/min. n = número de revoluciones a que gira la fresa en r.p.m. az = avance por diente en mm/(v*dientes). z = número de dientes de la fresa (adimensional). Problema 7: MATRICERIA Sea el caso de una matriz de acero ya desbastada con dureza de HB450 y un sobrematerial constante y regular de 0.50mm. Siendo que la terminación será realizada con una fresa de metal duro integral para copiado de punta esférica y diámetro 10mm. Se pide: 1) Determinar el diámetro efectivo de trabajo. 2) Número de revoluciones n de la herramienta. 3) Velocidad de avance de la mesa. Tener en cuenta que: De
2 p f
p (10) 63
En donde: De = diámetro efectivo del contacto entre la fresa y la pieza en mm. p = profundidad de pasada en mm. f = diámetro de la fresa en mm. CONTROL NUMÉRICO La preparación del torno CNC Introducción El trabajo en un torno CNC se divide básicamente en preparación; operación del CNC y programación. En primer lugar debemos preguntarnos que se entiende por “La preparación del torno CNC”. Preparar un torno significa que previo a iniciar un nuevo trabajo de mecanizado, el “programador” de la máquina alcanzará al “preparador” de la misma, una hoja de instrucciones sobre donde (en que posiciones) y que (se refiere al tipo de portaherramientas e insertos involucrados en el trabajo) herramientas debe montar en la torreta (el preparador sabe que cada vez que monta una herramienta debe medirla y volcar sus largos en la Tabla de herramientas); posicionar las mordazas en el plato de acuerdo a las dimensiones del material de partida, y finalmente previo a comenzar con la “nueva” producción, llamar al programa en cuestión que el programador habrá ingresado en la memoria de edición del CNC previamente. Siguiendo con el planteo inicial, comenzaremos analizando: Puntos característicos del torno CNC (nos referiremos a un torno didáctico Alecop con control Fagor 8020) El torno CNC posee cuatro (4) puntos característicos (Ver Figura 36): a)
Cero de máquina – CM- : sirve para conocer la ubicación en la máquina del origen del sistema de coordenadas X-Z dispuesto por el fabricante de la máquina. Normalmente se encuentra ubicado en la intersección del frente del plato y el eje de revolución de la pieza. Este punto es INALTERABLE para el usuario.
b)
Cero de pieza –CP- o cero flotante: es un origen del sistema de coordenadas X-Z impuesto por el programador. Este origen, normalmente ubicado en el frente de la pieza terminada y teniendo la pieza tantos ceros de pieza como posiciones de agarre en la máquina tenga la pieza a mecanizar, es usado por el programador como origen de programación.
c)
Cero de torreta –CT-: aquel punto fijo sobre la torreta que se mueve siguiendo sus desplazamientos, y que genera los cambios de los valores de las coordenadas X-Z en la pantalla del CNC. Se ubica en la intersección del plano trasero de la torreta y su eje de rotación.
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d)
Home o referencia de máquina –RM-: aquel punto que ubicado al final de las carreras de los ejes X-Z permite reposicionar el origen de coordenadas en el cero de máquina (se emplea habitualmente cuando se inicia una jornada de trabajo, en los cambios de turno, cambio de pieza o previo a medir una herramienta).
Fig. 36: Disposición de los puntos característicos en el torno CNC (Fuente: INTI-MECANICA) Proceso de medición de herramientas Antes de comenzar a explicar de que manera se miden las herramientas, es necesario explicar porque se deben medir. Para ello, observando la Figura 36 vemos que si pretendiéramos tornear sobre la barra amarrada al plato, por ejemplo un diámetro de 40mm, nos encontraríamos con la “dificultad” que el punto del cual controlamos sus desplazamientos es el cero de torreta (CT). Sin embargo, para poder efectuar el trabajo de manera sencilla, es evidente que necesitamos controlar los desplazamientos de la punta de la herramienta. Para ello debemos conocer los denominados largos de herramientas Xh y Zh indicados en la Figura 37, los cuales serán diferentes para cada una de las herramientas involucradas en la fabricación de una pieza, y además, estas dimensiones no dependen sólo del largo del portaherramienta, sino que también influye sobre ellas la forma de la torreta.
Fig. 37: Largos de herramienta Xh y Zh (Fuente: INTI-MECANICA)
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El proceso de medición de herramientas puede efectuarse de forma manual (en todos los tornos CNC) o en forma automática (sólo en algunos tornos CNC), en el caso de disponer en la máquina de un accesorio denominado “Tool-setter” (ver Figura 38).
Fig. 38: Tool setter (Fuente: Zurzolo) Dicho dispositivo permite disminuir los tiempos de preparación de máquina, ya que no se requiere efectuar ningún mecanizado (como en el método manual) para conocer el largo de las herramientas. Sólo se efectúa un palpado con la punta de la herramienta en el palpador del tool setter y el CNC carga automáticamente los valores medidos en el lugar correspondiente a la herramienta medida, en la tabla de herramientas. En el caso de emplear el método manual, se procede de la siguiente manera: Precauciones a tener antes de medir: Debemos cerciorarnos que la máquina está trabajando respecto del cero de máquina (se debe referenciar la máquina) y que no haya ningún largo de herramienta activo (se anula escribiendo T.0 en el modo manual). Para determinar el largo de herramienta Xh: Nota: nunca olvidar que la coordenada X que indica el torno siempre es DIÁMETRO. Se fija sobre el plato un trozo de barra y en la torreta en el alojamiento correspondiente (el torno Alecop posee 8 posiciones de herramientas numeradas de 0 a 7. Las posiciones pares corresponden para herramientas de exterior y las impares para herramientas de interior), la herramienta que se quiere medir. Seguidamente y operando en modo manual, se da giro a la barra y se la cilindra quitando el mínimo material posible en una longitud que permita medir con calibre el diámetro resultante en la barra (unos 20 a 25mm). Se retira la herramienta, TENIENDO LA PRECAUCION DE HACERLO SOLO EN DIRECCIÓN DEL EJE Z (longitudinal). De lo contrario la medición debe descartarse e iniciar nuevamente. 66
Se detiene la marcha, con calibre se mide el diámetro torneado en la barra (lo llamamos Xm) y se anota la cota de X que aparece en la pantalla del CNC (lo denominados Xp). Con los valores obtenidos se realiza la operación (Xp – Xm) / 2 y se obtiene el largo de herramienta Xh (ver Figura 39).
Fig. 39: Largo de herramienta Xh (cilindrado) (Fuente: INTI-MECANICA) Obsérvese que la precisión del valor de Xh depende de la apreciación del calibre empleado y la habilidad del operador del mismo. Es importante resaltar que para obtener el largo de herramienta Xh DEBE EFECTUARSE UNA OPERACIÓN DE CILINDRADO. Para determinar el largo de herramienta Zh: Se repite el proceso anterior, efectuando una operación de FRENTEADO. Se mide con la sonda de profundidad del calibre la distancia entre la superficie frenteada y el frente del plato (lo llamamos Zm) y se anota la cota de Z que aparece en la pantalla del CNC (lo denominados Zp). Con los valores obtenidos se realiza la operación (Zp – Zm) y se obtiene el largo de herramienta Zh (ver Figura 40).
Fig. 40: Largo de herramienta Zh (frenteado) (Fuente: INTI-MECANICA)
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El par de valores obtenidos (Xh;Zh) deben ingresarse en la tabla de herramientas, en la dirección de la tabla correspondiente a la herramienta medida (para una herramienta ubicada en la posición de torreta cero por ejemplo T0.10). Con la herramienta ya medida, cuando desde un programa se la llama mediante la función herramienta T (de tool, herramienta, en inglés), por ejemplo T0.10, ocurren dos cosas simultáneas: a) la torreta gira a la posición que le indica el número delante del punto (es decir, la posición cero) y b) el CNC aplica la corrección de largo que le indica el número detrás del punto correspondiente a la dirección 10 de la tabla de herramientas, por lo cual el cero de torreta se “traslada” temporalmente a la punta de la herramienta. Modo de operación: Tabla de herramientas La Tabla de herramientas (en otros controles “Geometric Offset”), es una tabla constituida habitualmente por 16 a 32 renglones para albergar principalmente pares de largos de herramienta (Xh;Zh). Los programadores por simplicidad asignan los largos de herramienta en la dirección de memoria que posee igual número que la posición que ocupa la herramienta en la torreta (por ejemplo, T1.1). Algunas preguntas para reflexionar En el caso de medir e forma manual una herramienta de exterior, cual será el error más factible de cometer: asignarle una longitud mayor o menor que la real?. Porqué?. Cómo resultará entonces un diámetro exterior mecanizado con una herramienta cuya longitud sea menor a la longitud real?. Tipos de programación de controles numéricos Si bien es cierto que, que el código de programación denominado ISO, es el más utilizado y difundido entre los lenguajes de programación CNC, existen cuando menos cuatro alternativas, respecto de cómo poder realizar la programación. A grandes rasgos podemos clasificarlas en: a) Métodos de programación manual y b) Métodos de programación automáticos. Se habla de programación manual, cuando el programador, haciendo uso parcial o total de los recursos de programación del control numérico, escribe el programa de CNC “a mano”, a partir de un plano de la pieza a fabricar. La programación manual puede todavía subclasificarse en básica, asistida y paramétrica. Los dos primeros tipos se realizan con los medios estándares más sencillos de la programación (el segundo con asistencia del CNC. Se entiende por programación asistida a aquella en la que el CNC va proponiendo funciones de programación al programador, y este las completa, usa o descarta), mientras que en la programación paramétrica, el programador utiliza al CNC como una herramienta de cálculo, y de este modo es posible hacerle trazar trayectorias no estándar (por ejemplo un tramo de parábola o elipse), mediante el diseño de rutinas de programación, que NO están predefinidas en el CNC. 68
Nos referimos a programación automática, a aquella forma de programación que se realiza en un entorno de trabajo sustancialmente diferente al de la programación manual. Aquí el programador trabaja sobre una computadora, en un sistema de los denominados CAD-CAM, en el cual, a partir del CAD de la pieza a mecanizar, se van definiendo secuencias y rutinas de mecanizado, para una vez completadas, “postprocesar” la información generada, y obtener el programa ISO de CNC, en forma automática. Habitualmente, estos sistemas de programación se asocian a los centros de mecanizado y a la matricería, dadas las dificultades de programación que acarrean. Ejercicios de programación manual Se comenzarán a realizar programas de piezas de dificultad creciente (para información adicional sobre las funciones de programación. Ejercicio N°1: Consiste en realizar un frenteado, cilindrado de desbaste y terminación en el extremo de una barra, realizando el programa como si se tratase de un torno convencional (ver Figura 41) Se emplearán las funciones N, G0, G1, G71, G90, G95, G96, G53 a G59, X, Z, F, S, T, M3 y M30.
Figura 41: Ejercicio N°1 de torneado (Material de partida = ____________) Ejercicio N°2: Similar al anterior pero empleando el ciclo fijo (en inglés canned cycle) G81 de torneado (ver Fig. 42).
Fig. 42: Ejercicio N°2 de torneado (Material de partida = ____________) Algunas preguntas para pensar En que operaciones de torneado no debe usarse la función de velocidad de corte constante G96?. Que ventajas aporta el uso de los ciclos fijos y en que casos debieran ser empleados?. 69
Los ciclos fijos de programación del torno CNC El objetivo de la presente práctica consiste en conocer la variedad y los alcances del ciclo fijo G81 para torneado partiendo de barras, del torno Alecop con control Fagor 8020. Se analizarán y practicarán todas las posibilidades de aplicación del ciclo G81, inclusive el torneado interior y su aplicación sucesiva dentro de una misma pieza. Ejercicio N° 3: Consiste en aplicar el ciclo G81 a una pieza que posee un cono exterior (ver Figura 43).
Fig. 43: Ejercicio N° 3 de torneado ( Material de partida = _____________) Ejercicio N° 4: Consiste en aplicar el ciclo G81 en forma reiterada (ver Figura 44).
Fig. 44: Ejercicio N° 4 de torneado ( Material de partida = _____________)
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Ejercicio N° 5: Consiste en aplicar el ciclo G81 a una pieza con torneado interior (ver Figura 45).
Fig. 45: Ejercicio N° 5 de torneado ( Material de partida = _____________) El último ejercicio consiste en aplicar el ciclo G68 a la pieza de la Fig. 46 con dos variantes: un programa con una sola herramienta y otro con dos herramientas (desbaste y terminación).
Fig. 46: Ejercicio N° 6 de torneado ( Material de partida = ____________ ) Algunas preguntas para pensar Cuando se aplica dentro de un mismo programa el ciclo G81 en forma sucesiva, que precaución debe tenerse en cuenta, entre ciclo y ciclo?. Cuál es la limitación fundamental del ciclo G81?. Qué y cómo debo variar cuando aplico un G81 a un trabajo de exterior y a uno de interior?. Cómo debiera resolver el mecanizado de una pieza preformada (forjada o fundida)?. Cuáles serían las precauciones mínimas a tener en cuenta antes de ejecutar un programa por primera vez?.
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ALGUNOS TRUCOS REFERIDOS A CONTROL NUMÉRICO 1) Cómo se mide un inserto de punta redonda? Los insertos de punta redonda, cualquiera sea su radio, suele ser utilizados para las operaciones denominadas de copiado, es decir, aquellas operaciones que se realizan sobre piezas que presentan radios y cambios de dirección en su perfil. Como consecuencia de su forma y ante la posibilidad que la arista de corte cambie el lado de trabajo durante su trayectoria de mecanizado (se “ve” claramente cuando quiero tornear más de media esfera en el extremo de una barra), es estrictamente necesario que, cuando se las emplee en un programa CNC de mecanizado, tengan que ser usadas siempre con la compensación de radio que corresponda ACTIVA (compensación de radio a izquierda, llamada G41, o compensación de radio a derecha G42). Dado que todo inserto posee un radio en la punta que se designa como R (los radios de punta normalizados para los insertos convencionales son de 0.2; 0.4; 0.8; 1.2; 1.6; 2.0 y 2.4mm), montado sobre un portainserto fijado a la torreta del torno, cuando se determinan en forma manual o mediante el uso de un tool-setter, sus largos Xh y Zh (ver figuras 39 y 40), y desde el programa CNC se llama a la herramienta compensada, estas medidas aseguran que cuando el citado inserto efectúe un cilindrado o un frenteado, no exista la posibilidad que la medida de la operación realizada sea incorrecta. Por el contrario, cuando el mismo inserto deba realizar un cono o un radio, las dimensiones de los mismos resultarán falseadas, dado que el inserto posee un radio en la punta, no terminando en ángulo vivo en la intersección de las longitudes Xh y Zh (punto P de la Fig.47). Como consecuencia de lo comentado, a mayor radio de punta de la herramienta, aumentará el error de medida.
Figura 47: Longitudes Xh Y Zh de un inserto redondo. El radio de punta del inserto, junto con los largos de herramienta (Xh y Zh), y el denominado factor de forma F (se lo explicará en el próximo apartado), 72
son valores que deben ingresarse para cada herramienta nueva (nos referimos a que no posee uso), que montada en la torreta del torno, vaya a formar parte del mecanizado de una pieza. Las dificultades comentadas antes se resuelven empleando la función de compensación de radio. Es decir, en la pasada de terminación, previo al primer desplazamiento hacia el perfil a mecanizar, se activa la compensación correspondiente, con un movimiento realizado en G0 o G1. Si observando el sentido en que se produce el recorrido del perfil a terminar, la herramienta queda a la derecha del perfil, la función correspondiente será G42, en el caso opuesto será entonces G41 (la función G40, anulación de la compensación de radio, se aplica una vez que se haya completado el mecanizado del perfil, en un movimiento que programado en G0 o G1, sea con la herramienta ya saliendo de la pieza). Para las placas redondas, por el contrario, la compensación de radio se usará siempre, realice esta una operación de desbaste, de terminación o ambas. Finalmente, para determinar sus largos Xh y Zh se emplearán los procedimientos ya explicados, pero debemos hacer la salvedad, que los valores a cargar en el tabla de herramientas resultarán en cada caso de restar a cada valor medido (Xh, Zh), el radio de punta del inserto redondo. En consecuencia, los valores a ingresar serán Xh-R y Zh-R. De este modo, el punto del inserto que controlará el CNC, durante todas las operaciones de mecanizado que realice, será el centro C del inserto. 2) Metodología para la obtención de los factores de forma El factor de forma F representa la dirección de corte que la herramienta posee respecto del material a mecanizar, se carga en la tabla de herramientas, y el CNC lo utiliza cuando está activa la compensación de radio, para saber como hacer la compensación. El factor de forma es un número comprendido entre 0 a 9, que surge al dividir el plano de mecanizado del torno, es decir, el plano XZ, a partir de estos ejes y su origen, en cuatro cuadrantes. Concéntrico con el origen, se traza un cuadrado, y partiendo del vértice superior derecho, se numeran los vértices como 1, 2, 3 y 4, siguiendo un sentido antihorario. Seguidamente, entre los vértices 4 y 1, siguiendo el mismo sentido, se numeran las intersecciones de los ejes XZ con el cuadrado como 5, 6, 7 y 8. Para finalizar, al origen del sistema de coordenadas le corresponde la numeración 0=9 (Fig. 48). Si a continuación, se dibuja la herramienta cuyo código de forma se desea averiguar, en el interior del cuadrado de la Fig. 48, se obtiene el factor F, según sea el número al cual apunta el inserto.
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Figura 48: Factor de forma correspondiente un inserto romboidal. 3) Midiendo herramientas con un tool-setter Es habitual que, cuando se habla sobre el tema de medición de herramientas con tool-setter, surja alguna pregunta similar a la siguiente: Qué sucede con la medida de la herramienta de corte cuando por desgaste del filo del inserto, lo sustituyo con otro filo del mismo inserto, o por un filo nuevo de un inserto diferente?. En primer lugar comentar que, en el caso de tratarse de una herramienta de desbaste, no se le debería prestar mayor atención al tema. Sin embargo, si la herramienta corresponde a una operación de terminación, y en este caso, el plano de fabricación me indica una tolerancia reducida, hay que tener precaución. En el caso de disponer de tool-setter la respuesta es muy sencilla: tengo que volver a medir la nueva herramienta, tarea que se realiza en un tiempo muy corto, asegurándome así que no existirán diferencias de medidas en la pieza, provocadas por diferencias de los insertos. Al margen de lo comentado, y con una inquietud similar a la planteada, y sin respuesta durante muchos años, en una oportunidad que estuve tomando un curso sobre programación CNC, sobre un torno equipado con tool-setter, le solicite al docente realizar una serie de prácticas tendientes a informarme sobre esta situación, pedido al que accedió gentilmente. Para ello, usando distintos insertos W de una caja de insertos, tomando una placa nueva como referencia, se procedió a medir repetidas veces sobre el mismo filo, resultando variaciones de hasta 0.002mm. Seguidamente, se repitieron estas determinaciones sobre otras puntas del mismo inserto de referencia, y empleando también otros insertos de la misma caja.
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Como resultado de estas experiencias, resultó una diferencia máxima de 0.03mm entre el mínimo y máximo de los valores medidos, considerando todas las situaciones descriptas. 4) Programación paramétrica de un canal tipo polea Todo control numérico provee una serie de funciones, incluidos los ciclos fijos de programación, que permiten realizar, utilizando la programación manual, mecanizados a los que podemos denominar estándar. Estos mecanizados pueden incluir trayectorias rectas o circulares. Que pasaría si por razones de diseño necesitáramos mecanizar, por ejemplo, un perfil definido por una parábola?. La respuesta es la siguiente: debemos acudir a la programación manual paramétrica. Este tipo de programación utiliza otros recursos de programación disponibles en los controles numéricos, denominados parámetros, asociados ellos a la capacidad de cálculo del control, que como si se tratase de una calculadora científica, puede calcular sumas, restas, multiplicaciones, divisiones, funciones trigonométricas, etc, e incluso resolver funciones lógicas como IF o GOTO. Dado que ejemplos sobre esta clase de programación son prácticamente inexistentes en la bibliografía disponible de control numérico, y que además, los cursos que se dictan, muy difícilmente incluyen ejemplos sobre la misma, desarrollaremos a continuación tres ejemplos que surgieron a partir de trabajos realizados por el docente. El primer caso, se trata de una polea en forma de V con un ángulo de 30º por lado, cuya programación se resolverá utilizando un inserto romboidal D, cuyo ángulo de punta es de 55º (Fig. 49).
Figura 49: Esquema de una pieza constituida por un canal en V de 30º.
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La programación que se presenta a continuación, y que solamente incluye la parte correspondiente al canal en V, corresponde a la de un control numérico FAGOR 8020T (el material a mecanizar era aluminio y la máquina empleada fue un torno didáctico Alecop). En la Figura 50 se detalla gráficamente el ciclo de mecanizado paramétrico (que incluye los parámetros P0 y P1), el cual realiza pasadas de 1mm de profundidad, para las que corresponde un corrimiento en z de 0.577mm dado el ángulo de 30º del canal.
Figura 50: Ciclo de mecanizado paramétrico del canal en V de 30º. N530 T2.2 N540 G96 S120 M3 N550 G0 X50.5 Z2 N560 Z-6.25 (dejamos un sobrematerial para la pasada final de terminación de 0.25mm en las direcciones X y Z). N570 P0=K0.577 F2 K19.75 (corresponde a la coordenada Z del canal, cuya pared es la más alejada del cero de pieza. Por cada 1mm radial de profundidad de pasada, la coordenada Z cambia 0.577 en sentido positivo. El valor de Z-19.75mm, es a nivel de X48 descontando los 0.25mm de sobrematerial). N580 G91 G0 X-2 N590 G1 X-2 Z-0.577 F0.05 N600 P1=Z (a esta igualdad se la denomina asignación de variable. A la variable P1 se le asigna el valor de la coordenada Z activa en este momento) N610 G90 ZP0 N620 G91 X2 Z-0.577 N630 G0 G90 ZP1 N640 P2=P0 F1 K0.577 N650 P0=P2 N660 G25 N580.650.5 N670 G0 X50 N680 Z-6 N690 G1 X48 N700 X36 Z-9.464 F0.04 N710 Z-16.536 N720 X48 Z-20 N730 G0 X50 N740 Z100 M30 76
Definiciones: P0= variable paramétrica que corresponde a la coordenada Z del canal, cuya pared es la más alejada del cero de pieza. F2= función resta. G91= programación en coordenadas relativas. P1= variable paramétrica que corresponde a la coordenada Z del canal, cuya pared es la más cercana al cero de pieza. F1= función suma. G25= salto condicional. Alcanzado el bloque que incluye esta función, se repite desde el bloque 580 al 650 durante 5 oportunidades. Una vez completadas, el programa prosigue con el bloque 670. 5) Programación paramétrica de una probeta de tracción Se trata de mecanizar una probeta de tracción cilíndrica de 10mm de diámetro, a partir de una barra de 12.6mm (Figura 51).
Figura 51: Esquema de una probeta de tracción cilíndrica. Las distintas pasadas se realizarán a partir de variar la longitud Xh de la herramienta de corte, asignando un parámetro P1, al denominado corrector de herramienta de la misma (nuevamente usamos un inserto romboidal D, montado sobre un portainserto cuyas longitudes medidas sobre la torreta resultaron Xh=91mm y Zh=36mm). T3 = T1 + 0.8 T2 = T1 + 0.3 T1 = T1 Geometría de la probeta de tracción obtenida a partir de un CAD. Punto Coordenada X Coordenada Z 1 12.6 -85.400 2 10.0 -90.330 3 10.0 -205.469 4 12.6 -210.400 P4 N2 G50 T1 X91 Z36 N4 G50 T2 X91.3 Z36 77
N6 G50 T3 X91.8 Z36 N8 P1=K3 N10 G53 X0 Z318.8 N20 G53 N30 T.P1 N40 G96 S100 M3 M41 N50 G0 X14 Z-85.4 N60 G1 G5 X12.6 F0.04 N70 G2 X10 Z-90.330 I8.7 K-4.930 N80 G1 Z-205.469 N90 G2 X12.6 Z-210.400 I10 K0 N100 G1 X14 N110 P1 = P1 F2 K1 (al valor inicial del parámetro P1, es decir P1 = 3, le resto 1) N120 P1=F11 K1 (comparo el valor de P1 con 1) N130 G28 N150 (si la comparación anterior es menor que 1, entonces salto al bloque 150, sino sigue en el bloque 140) N140 G25 N30 N150 G1 X14 N160 G0 X50 Z-150 M30 6) Programación paramétrica de un perfil parabólico Nos proponemos programar un mecanizado parabólico en el extremo de una barra de 35mm de diámetro. La parábola responde a una ecuación del tipo: Z aX
2
(11)
En la Figura 52 se presenta un esquema del trabajo a realizar, haciendo la salvedad que la curva dibujada no es una parábola.
Figura 52: Perfil parabólico en el extremo de una barra. b arra. Combinando la ecuación 11 con la geometría de la Figura 52 resulta:
15.3 a
35 2 4
por lo tanto a 0.04996
Para programar directamente en diámetros será entonces:
78
Z a
X 2
4
en consecuencia será Z 0.0125 X 2
En este caso, la programación corresponde a un control FANUC 21T. En este control, las variables se indican mediante el símbolo numeral . En el programa se hace la siguiente asignación de variables: 1 = X; 2 = Z. 07; N5 G50 S2000; (limitación del número de revoluciones a un máximo de 2000 rpm). N10 G10 P0 X0 Z-100; (traslado de origen a 100mm del cero c ero de máquina). N15 G28 U0; (posición de referencia de máquina según eje X). N20 G28 W0; (posición de referencia de máquina según eje Z). N25 T909; N30 G96 S150 M3; N35 G0 X40 Z0.2; N40 G1 X-1 F0.1; N45 G0 X35.2 Z1; N50 G1 Z-18 F0.15; N55 X40; N60 G0 X40 Z1; N65 1 = 0; N70 2 = 0; N75 1 = 34; (inicialmente le asigno a la variable 1 un diámetro de 34mm). N80 2 = -0.0125*1*1; (calculo el valor de Z para X=34m). N85 3 = 2 + 0.2; (defino una nueva variable asociada al eje Z, que dejará 0.2mm de sobrematerial para la pasada de terminación). N90 G0 X1; N95 G1 Z3 F0.1; N100 U2; (Fanuc no tiene una función para las coordenadas relativas. Simplemente se usan las funciones U cuando quiero hacer un movimiento relativo en X, y W para la coordenada Z). N105 G0 Z1; N110 1=1–1; (reduzco la variable correspondiente al diámetro en 1mm). N115 IF 1 GE 0 GOTO 80; (siempre que la variable 1 sea mayor o igual a cero, el programa vuelve a ejecutar desde bloque 80. Acá termina la etapa de desbaste). N120 G0 X0 Z1; N125 1 = 0; N130 2 = -0.0125*1*1; N135 G1 G42 X1 Z2 F0.08; N140 1 = 1 + 0.5; N145 IF 1 LE 35 GOTO 130;(entre los bloques 130 a 145 se produce la pasada de terminación). N150 Z-18; N155 X40; N160 G0 X50 Z50; N165 G28 U0; N170 G28 W0; N175 M30;
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PROCESOS DE CORTE NO CONVENCIONALES EL PROCESO DE CORTE POR LÁSER Reseña histórica La palabra láser proviene del acrónimo en lengua inglesa L.A.S.E.R. (L (Light Amplification by Stimulated Emission of R adiation), adiation), es decir, Amplificación de Luz por Emisión Estimulada de Radiación. La teoría en que se basa el láser ya fue intuida y parcialmente descrita por Albert Einstein en 1917, aunque se considera a su descubridor a Theodore Maiman, un investigador de los laboratorios del grupo industrial Hughes, en la Aircrfat Co, quien desarrolló el láser de rubí (de estado sólido) en 1960. Se llevaba así a la práctica la idea de otro físico norteamericano Charles Townes, quién había descubierto en 1951 el M.A.S.E.R. (Microwave Amplification by Stimulated Emission of Radiation). También en 1960 se elaboró el primer láser gaseoso Helio – Neón en los laboratorios de la Bell Telephone, logrando una emisión continua de una longitud de onda de 1,152 m. En 1962 comenzaron a desarrollarse lásers a partir de semiconductores, y en 1964 Bridges y Bennet descubren el láser gaseoso de argón, mientras Kumar Patel en los laboratorios de la AT&T Bell produce el láser de dióxido de carbono, que desde aquellos días, ha ido evolucionando hasta convertirse hoy en el de mayor aplicación industrial. Principio de funcionamiento El Láser es la única fuente óptica que reúne las propiedades de Coherencia (los átomos emisores de fotones actúan de manera cooperativa), Colimación Colimación (los fotones viajan en el espacio en la misma dirección) y Monocromaticidad Monocromaticidad (los fotones que componen la luz poseen idéntica longitud de onda). Estas características convierten el rayo láser en un potente haz de energía, prácticamente inalterable en el tiempo y en el espacio. La amplia gama de potencias desarrolladas por este rayo, permite su utilización en aplicaciones médicas, fotoquímicas, sistemas de medición y en procesos industriales como la soldadura y el corte por láser. Sobre este último nos explayaremos. Desde el punto de vista de la ingeniería, el láser, es un mecanismo de conversión de energía, por el cual, una fuente de energía primaria (por ejemplo, eléctrica), se transforma en una haz de radiación electromagnética coherente, de frecuencia ultravioleta, visible (láser de rubí) o infrarroja (láser Nd:YAG o láser de dióxido de carbono). Este cambio, es facilitado por ciertos sólidos, líquidos o gases, los cuales, cuando son excitados en una escala atómica mediante técnicas especiales, producen luz coherente, colimada y monocromática, posibilitando así una focalización sencilla y la obtención de altas densidades de energía (entre 1x106 a 10x106 W/cm2), tales como las que se requieren para la soldadura y el corte de los metales. En la Figura 53 se representa esquemáticamente un equipo láser, en el que pueden individualizarse sus tres componentes principales: medio activo, energía de bombeo y cavidad óptica.
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Figura 53: Esquema de un equipo de corte láser lás er (Fuente: Soldadura y técnicas afines, Zabara Czorna, pág. 271). La energía de bombeo se usa para excitar el medio activo, generando una onda electromagnética en el interior de la cavidad óptica. Una de las dos lentes paralelas que conforman esta cavidad es parcialmente reflectante, permitiendo la transmisión de una porción de energía fuera de la cavidad, y produciendo de este modo el rayo láser. Interacción del láser con la materia Todos los materiales son sensibles a la radiación electromagnética, respondiendo de tres modos básicos a su incidencia. Estos modos son reflexión, reflexión, transmisión y absorción. absorción. Si se suman las potencias individuales asociadas a cada una de estas respuestas, se debe llegar a una cantidad igual a la de la potencia incidente. Mientras mayor sea el número de electrones libres en la periferia, como es el caso de los conductores eléctricos, los materiales tenderán a ser más reflectivos. Para poder procesar el material se busca una gran absorción de energía por parte del mismo, ya que esta energía tiende a destruir la red cristalina en forma localizada. Dependiendo de la densidad de energía, condiciones de operación y el material en cuestión, se logrará su procesamiento por calentamiento-fusión-vaporización. El comportamiento del material a cortar frente a la absorción, es función de las características del material y de su estado superficial, como también de la longitud de onda del láser y de la temperatura. La conductividad térmica y la reflectancia del material juegan un papel muy importante. Si el calor se difunde rápidamente (como sucede en el oro, plata y cobre), el corte se ve dificultado. Lo mismo sucede con materiales muy reflectantes (aluminio), que requieren el empleo de elevadas potencias. Resulta Resulta evidente entonces, que existe un límite máximo de espesor a cortar, según el tipo de material. En el caso del acero se sitúa alrededor de los 20mm, en el acero inoxidable por los 13mm y en el Aluminio hasta 6mm. Todos los metales son relativamente buenos reflectores (80%) de una radiación incidente cuya longitud de onda es de 10.6 m (como la del láser 81
de dióxido de carbono) a la temperatura ambiente. Sin embargo, se ha verificado que hay un sustancial incremento de la absorción a temperaturas elevadas, inducida principalmente por una marcada disminución de la conductividad térmica del material a cortar. Características del láser de gas CO 2 Como ya se indicó, el primer láser se obtuvo a partir de cristal de rubí. Posteriores investigaciones condujeron a la obtención del láser de gas, logrando los mejores resultados en aplicaciones industriales con el de dióxido de carbono (CO2). En esta clase de láser, las moléculas de dióxido de carbono, se excitan por la vibración de una descarga eléctrica (para mejorar la excitación de este gas, se agrega gas nitrógeno, y la estabilidad del proceso es aumentada con el agregado de gas helio. En consecuencia, un láser de gas dióxido de carbono, es una mezcla de tres gases: CO2, N2 y He). El láser de gas dióxido de carbono en comparación con otros equipos lásers presenta un mayor rendimiento (entre un 10 a 15% de la energía eléctrica usada para la excitación se convierte en la energía del rayo láser), alcanzando potencias de hasta unos 10kW. Una de las principales características es que el rayo puede ser enfocado con un diámetro extremadamente pequeño (entre 0,1 a 0,2mm) y con una densidad de energía muy alta, posibilitando el corte c orte de metales. Entre las ventajas para el procesamiento de metales con láser podemos citar:
El láser puede ser conducido a través de distancias relativamente largas, sin presentar mayores pérdidas de potencia. Esta clase de energía no requiere para su transmisión un medio ni contacto físico. Puede ser dividido en varios haces de menor potencia, permitiendo operaciones simultáneas. No emite rayos X y no es afectado por interferencia magnética ambiental. El haz puede ser conducido mediante espejos a distintos lugares. Gran cantidad de calor es focalizada en una pequeña área, mucho más que con cualquier método convencional, afectando sólo a la zona seleccionada, con una pérdida de material muy pequeña. Importante reducción de la zona afectada térmicamente (ZAT), en procesos de corte y soldadura de metales (el espesor de la zona ZAT no supera generalmente los 0,25mm). La cantidad total de calor transferida a la pieza es insignificante. Pueden ser integrados a sistemas CNC para facilitar y optimizar su uso. Inicio y detención instantánea del proceso, ya que la luz no tiene inercia. La pieza en proceso no necesita fijación muy firme, pues no se encuentra sometida a esfuerzos mecánicos. No se disparan esquirlas ni virutas a gran velocidad. Se adapta a una variada gama de materiales, metálicos y no metálicos, aunque de estos últimos deben excluirse los plásticos, por la producción de vapores de alta toxicidad. Su flexibilidad permite que pueda ser empleado en pequeñas series o piezas complejas. Posibilidad de obtener piezas terminadas con un sólo proceso. 82
Alta velocidad de producción. El proceso no requiere la utilización de herramental sujeto a desgaste. El material se corta independientemente de su dureza y no necesita ser conductor. Es posible obtener cortes limpios y en escuadra (Cuando se trabaja con chapas planas), con una rugosidad media aritmética Ra normalmente menor a 6m. Las piezas cortadas no presentan distorsión geométrica y la precisión del proceso se sitúa dentro de +/- 0,1mm.
El rayo láser que deja la cavidad óptica es direccionado hacia la posición deseada por medio de espejos hechos de cobre (espejo plano) con un revestimiento reflectivo especial. Finalmente, el rayo es enfocado sobre la superficie del material a cortar por medio de una lente (lente de enfoque) de selenio-zinc (Figura 54). Cuando el corte por láser se efectúa empleando un gas de asistencia, el proceso se denomina Láser Beam Torch LBT (Figura 54)
Figura 54: Proceso Láser Beam Torch (LBT) (Fuente: Machining Data Handbook, Metcut, pág. 12-71). El gas de asistencia, colineal con el haz luminoso, no sólo sirve para mantener limpias las lentes del equipo, sino que posibilita cortar materiales de mayor espesor, aumentar la velocidad de avance, así como facilitar la eliminación del material vaporizado hacia el exterior, dando origen a una ranura de corte estrecha (entre 0,15 a 0,2mm), de alta calidad. El gas de asistencia utilizado puede ser oxígeno (el cual provoca una reacción exotérmica que permite aumentar la velocidad de corte, aunque produce superficies de corte con capa de óxido), o un gas inerte como el nitrógeno que produce cortes brillantes y limpios. Tipos de láser industriales De acuerdo a las aplicaciones buscadas y el medio técnico para lograr la producción de la luz láser, aparecieron las más diversas formas y variantes de producción. Los distintos equipos se diferencian por emitir luz en frecuencias fijas o variables, emisión continua o pulsada, potencias altas, medias o bajas. También se hacen diferencias entre lásers según el medio activo que utilicen. 83
En la industria se usan principalmente tres tipos de lásers: el láser de gas CO2, y los lásers de estado sólido Nd:YAG y el de rubí. Los lásers de estado sólido se caracterizan por tener como medio activo una barra o placa de cristal aislante contaminado con una pequeña cantidad de impurezas (0,5% en peso de iones de Cr en el de rubí y 0,7% en peso de iones de Neodimio en el Nd:YAG). En la Figura 55 se indican las características de potencia y longitud de onda para estos lásers.
Figura 55: Longitud de onda y potencia de distintos tipos de láser usados en la industria (Fuente: Elaboración propia). El láser de rubí (Longitud de onda 0,69 m) posee como medio activo una barra de cristal cilíndrica de óxido de aluminio sintético contaminada con iones de cromo. Proporciona grandes potencias, pero tiene un elevado costo. Se usa principalmente cuando una gran cantidad de material debe ser removida en un solo pulso. Esta siendo reemplazado paulatinamente por otro láser de estado sólido, el Nd:YAG. El láser Nd:YAG, de pequeña longitud de onda (1,064 m), permite enfocar en puntos de muy reducido diámetro, haciendo posible el micromecanizado. Usando este láser se pueden perforar agujeros de hasta 0,05 mm de diámetro. Su longitud de onda permite realizar un guiado del haz láser desde el generador a la pieza por medio de una fibra óptica, con los que se superan muchos de los problemas asociados con la transmisión del haz mediante espejos, elemento de conducción típico del láser de dióxido de carbono. En la Tabla XIV se señalan distintas aplicaciones del láser y los tipos de láser que las cubren.
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Tabla XIV: Aplicaciones generales del láser en la manufactura Aplicación Tipo de láser Corte Metales Co2 op, Co2 oc, Nd:YAG, rubí Perforado Metales Co2 op, Nd:YAG, rubí. Grabado Metales Co2 op, Nd:YAG oc = onda continua, op = onda pulsante, Nd:YAG: Neodymiumdoped:yttrium-aluminium-garnate. Condiciones de operación para el proceso LBT Se ha encontrado que la velocidad de avance para el corte por láser para metales, es función de las siguientes variables: V
P EAs
(12)
Donde: V = velocidad de avance en mm/min (la velocidad de avance es la velocidad con que el rayo láser recorre el perímetro a cortar). P = potencia incidente del láser en W. E = energía necesaria para vaporizar el material en W/mm3. A = área del rayo láser en el punto focal en mm2. s = espesor del material a cortar en mm. En la Tabla XV se presentan valores orientativos para distintos materiales, espesores y potencias del equipo de corte láser.
Metal Acero Acero inoxidable Aluminio
Tabla XV: Condiciones de corte Espesor Velocidad de Potencia (kW) (mm) avance (mm/min) 1 0,5 3500 2,5 0,6 1800 16 4 1200 0,5 0,35 4000 2,5 0,6 1800 3 3 2500 3 4,3 2500 6 3,8 1000 (Fuente Zabara Czorna).
Tanto en la Tabla XV, como en la Figura 56 se pone en evidencia que la velocidad de avance es inversamente proporcional al espesor del material a cortar. La Figura 56 muestra la velocidad de avance en función del espesor a cortar y la potencia de un sistema láser LBT con gas de asistencia oxígeno, siendo el material de corte un acero de bajo carbono (puede observarse que las curvas responden a una relación como la indicada por la expresión 12).
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n i m500 r o p s a 400 d a g l u p 300 n e e c n a 200 v a e d d 100 a d i c o l e 0 V 0,02
Acero de bajo carbono Corte asistido por oxígeno
Potencia = 1000W 500W
0,04
0,06
0,08
0,10
0,12
0,14
0,16
0,18
0,20
0,22
Espesor en pulgadas
Figura 56: Velocidad de avance en función del espesor y potencia del láser (Fuente: CRL Industries, Estados Unidos). Máquina de corte por láser Dependiendo del tamaño de la pieza, la máquina de corte láser puede adoptar dos tipos de configuraciones. Para piezas grandes, la solución es mover el rayo y dejar quieta la pieza (El cabezal láser va montado sobre un pórtico). En caso de piezas pequeñas, la chapa, fijada a la mesa, es quien se desplaza y el cabezal es estacionario. Estos sistemas de corte presentan un alto grado de automatización conducidos por control numérico, y se programan a partir del contorno de la pieza dibujado en un sistema CAD. En la Tabla XVI se presentan las características técnicas del sistema de corte ME-3 de Fagor. Tabla XVI: Características técnicas principales del sistema de corte ME-3. Característica técnica Valores admisibles Medio activo Dióxido de carbono Longitud de onda 10,6 m (Infrarrojo) Potencia nominal en modo 2200 W continuo Modo de funcionamiento Continuo Recorrido eje X 3000 mm Recorrido eje Y 1500 mm Recorrido eje Z 120 mm Velocidad de rápido 30 m/min. Velocidad máxima de avance 15000 mm/min. Precisión de posicionado +/- 0,1 mm Potencia total instalada 45 kW Fuente: Fagor , España. Para finalizar, en la Figura 57 puede observarse un centro de corte láser de pórtico MAZAK modelo Super Turbo – X510- 3D 6 ejes.
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Figura 57: Centro de corte láser Mazak (Fuente: Catálogo Mazak). EL PROCESO DE CORTE POR CHORRO DE AGUA Reseña histórica Denominado en inglés Water Jet Cutting (WJC) o Corte por Chorro de Agua, cuando el corte se realiza utilizando agua pura, o Abrasive Water Jet Cutting (AWJC) o Corte por Chorro de Agua con Abrasivos, cuando el corte se realiza con agua mezclada con partículas abrasivas, el primero se utiliza para cortar materiales blandos, y el segundo es aplicado para el corte de materiales duros , como la mayoría de los metales. El primer sistema de corte por chorro de agua empleado industrialmente fue desarrollado en los Estados Unidos por Mc Cartney Manufacturing Co., una división de Ingersoll-Rand Co. en el año 1971, como resultado de la colaboración entre el Dr. Norman Franz, profesor de la Universidad de Michigan, pionero en trabajos destinados a controlar chorros de agua a alta presión para corte de productos forestales, y la mencionada división, con amplia experiencia en el diseño y fabricación de intensificadores de alta presión. Años después, la empresa Flow Industries patentó en 1983 la adición de partículas abrasivas al sistema citado, desarrollando entonces el primer equipo industrial de AWJC. Principio de funcionamiento Puesto que nos interesa la aplicación de esta tecnología al corte de metales, restringiremos el análisis al AWJC. En la Figura 58 se observa una representación esquemática de un sistema de corte AWJC.
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Figura 58: Componentes principales de un sistema de corte AWJC (Fuente: Trumpf). A través del conducto (1) se produce el ingreso del agua al sistema de generación de alta presión (2). El mismo eleva la presión hasta unos 40.000 psi y bombea un caudal de agua de hasta 3 litros/min. El fluido es conducido por medio de las líneas de alta presión (3) hasta el cabezal de corte (5), en el cual por efecto Venturi, la corriente de agua a alta presión “aspira” abrasivos desde un recipiente contenedor de abrasivos (4), conectado a (5). El chorro de agua con abrasivos incide sobre el material a cortar (8), de forma tal que montado sobre una mesa de dos coordenadas X e Y, se logra la geometría deseada moviendo la pieza respecto de la posición fija del chorro. Mientras se va generando el corte, la energía residual del fluido es absorbida en un “catcher”(6), de forma que el agua, las partículas abrasivas y las virutas metálicas son conducidos hacia la unidad de filtrado (7). En las Figuras 59 y 60 se observan respectivamente en detalle la cabeza de corte para agua a alta presión (Figura 59) y la cabeza de corte para agua con abrasivo (Figura 60). La vinculación de ambas cabezas constituye el denominado cabezal de corte AWJC.
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Figura 59: Cabeza de corte para agua a alta presión (Fuente: Trumpf). El componente clave para la emisión del chorro de agua es la denominada boquilla para el agua a alta presión, pues de ella depende la cohesión del chorro. Un chorro sin cohesión, es decir, un chorro cónico que se abra nada más al abandonar la boquilla, pierde potencia de corte, produciendo una ranura de menor precisión y calidad. La cabeza de corte para agua a alta presión consiste de dos componentes: el cuerpo de corte por agua (1) y la “water nozzle” (3), que puede observarse con mayor grado de detalle a la derecha de la Fig. 53. La “water nozzle” (se ve su montaje sobre la cabeza de corte por agua en la Fig. 53), posee un orificio de diámetro muy pequeño (De 0,1 a 0,3mm) realizado sobre un zafiro sintético (1), el cual va inserto en el cuerpo (2) de la “water nozzle”. Opcionalmente puede instalarse un dosificador de polímero próximo al punto de emisión del sistema, que tiene por objeto, mezclado el polímero con el agua, ayudar a mejorar la cohesión del chorro, logrando una suerte de mayor “coherencia” (*) y un aumento en la calidad del corte. (*) Si bien el término coherencia se aplica cuando nos referimos a una fuente de emisión óptica, entendemos que vale la extrapolación en la medida que el efecto buscado es el de una acción cooperativa de todas las partículas que componen el chorro de agua.
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Figura 60. Cabeza de corte para agua con abrasivo (Fuente: Trumpf). En el caso de utilización de abrasivo (como en el corte de los metales), aguas abajo de la cabeza de corte para agua a alta presión ya descripta, se monta otro conjunto denominado cabeza abrasiva (2) (Ver Fig. 54). El mismo consiste de una pequeña cámara de mezclado (7) donde se reúnen el abrasivo (3) con el agua proveniente de la cabeza de corte para agua a alta presión (De alguna manera el agua a alta presión es el medio de transporte de las partículas abrasivas). El abrasivo citado ingresa a la misma por efecto venturi desde el contenedor de abrasivos (No mostrado en la Fig. 60). Finalmente, las partículas de abrasivo son aceleradas por el chorro de agua en la “abrasive nozzle” (5), por lo que debe estar localizada coaxialmente con la “water nozzle” (1). Posee alrededor de unos 70mm de longitud, con diámetros de entre 0,8 a 1,2mm. La “abrasive nozzle” tiene una vida útil limitada, pues durante el proceso de corte es sometida a un proceso de desgaste abrasivo (Hay referencias sobre una vida útil comprendida entre 40 a 100hs) . Si su longitud aumenta, la vida útil disminuye, mientras si es demasiado corta, el abrasivo no es acelerado convenientemente, reduciéndose la capacidad de corte. Interacción del AWJC con el material en proceso El corte por chorro de agua con abrasivo (AWJC) se produce cuando por la fuerza del impacto de un chorro “coherente” sobre el material a cortar, se supera su tensión de corte. De alguna manera, la combinación de tres elementos, producen el corte del material: la dureza del abrasivo, la elevada presión y la velocidad del agua aplicadas en un área muy concentrada (la velocidad del chorro es alrededor de dos a tres veces la velocidad del sonido). 90
Estadísticas realizadas hasta el año 1995, muestran que el abrasivo utilizado en el 90% de los casos es el denominado granate (o garnet en inglés), cuyo principal fabricante mundial es la empresa BARTON de los Estados Unidos. Se trata de un abrasivo natural compuesto de una mezcla de diversos silicatos alcalinotérreos, de color rojo oscuro, cuya dureza es de unas 7,5 unidades en la escala Mohs o 1350 unidades en la escala Knoop (la dureza de materiales frágiles, como es el caso de los granos abrasivos, puede ser estimada por dos tipos de ensayos: 1) Método de rayado en el sistema Mohs y 2) Método de penetración en el sistema Knoop). Los tamaños de las partículas abrasivas de uso industrial más frecuente son mesh 80 – 100 (el diámetro de una circunferencia inscripta en el grano abrasivo ronda los 0,2mm aproximadamente). Vasek define siete tipos diferentes de formas de granos individuales para abrasivos granate (Figura 61).
Figura 61: Distintas formas de granos abrasivos granate (Fuente: Principles of Abrasive Water Jet Machining, Momber and Kovacevic, pág. 13). Estudios sistemáticos realizados para evaluar el grado de influencia de la forma sobre el proceso de corte, demostraron que afectan significativamente el régimen de remoción del material, aunque no puede afirmarse que el utilizar formas con aristas más agudas, produzcan siempre una mejora, pues la misma está supeditada al mecanismo de corte que prevalezca, según sea el material a cortar y las condiciones de corte. Condiciones de operación para AWJC El AWJC se caracteriza porque un importante número de variables determinan la eficiencia, economía y calidad del proceso de corte. En consecuencia, la optimización del proceso es el requerimiento primario para una aplicación satisfactoria. Los parámetros del proceso AWJC, se dividen de la siguiente manera (Figura 62): a) Parámetros hidráulicos: Presión de la bomba: p. Diámetro del orificio en la “water nozzle”: d o. Caudal de agua: mw. b) Parámetros de corte: Velocidad de avance: V. Distancia “standoff”: x. Número de pasadas: np. Angulo del impacto: (Se usa normalmente 90°). c) Parámetros de mezclado y aceleración: Diámetro del orificio en la “abrasive nozzle”: df . Longitud de foco: lf .
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d) Parámetros del abrasivo: Caudal másico de abrasivos: ma. Diámetro de las partículas abrasivas: dp. Forma del abrasivo. Dureza del abrasivo.
Figura 62: Optimización de parámetros en el AWJC (Fuente: Principles of Abrasive Water Jet Machining, Momber and Kovacevic, pág. 195). De una forma similar al corte por láser, se ha encontrado que la velocidad de avance por AWJC, depende de las siguientes variables: V = f (Material a cortar, espesor de corte) (13)
Donde: V = velocidad de avance en mm/min.
En la Tabla XVII se presentan valores orientativos de condiciones de corte. Tabla XVII: Condiciones de corte (Fuente: Dorronsoro Mendiguren). Material Espesor a cortar (mm) Velocidad (mm/min) 1,6 500 13 100 Acero de bajo carbono 50 38 180 10 5 400 Acero inoxidable 13 150 25 80 1,6 1300 6 500 Aluminio 25 130 100 25 3 500 Titanio 6 400 12 100
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Características del proceso AWJC Entre las principales ventajas-desventajas para el procesamiento de metales con AWJC podemos citar:
Se adapta a una variada gama de materiales (metálicos y no metálicos). Proceso fácilmente integrable en sistemas robotizados y de automatización flexible. Ausencia de herramienta de corte. Corte “frío”, por lo que no produce zona ZAT sobre el perímetro del material cortado. Ligero o nulo endurecimiento de la superficie cortada. Ideal para el corte de grandes espesores (acero hasta 180mm) o plásticos. No produce humos ni sustancias tóxicas. Ausencia de la rebaba distintiva de los procedimientos térmicos. Arranque y parada de proceso muy rápida. Bajos esfuerzos de corte permiten que la carga-descarga de material sea rápida. Posibilidad de realizar varios cortes en forma simultánea. Produce superficies de corte limpias aunque achaflanadas (con un costo adicional elevado, hay máquinas que incorporan cabezales de corte inclinables por software, según sea el espesor a cortar y la velocidad empleada, minimizando el chaflán), con rugosidades media aritmética Ra típicas en el rango de 3 a 10m. Dificultad para ajustar el offset del centro del chorro de agua respecto del perímetro a cortar para obtener las dimensiones requeridas. Las piezas cortadas no presentan distorsión y la precisión del proceso depende de las condiciones operativas. Es un procedimiento de corte ruidoso, con niveles aceptables cuando se realiza corte sumergido. Ancho de la ranura de corte importante (aproximadamente entre 1 a 2 mm de espesor).
Máquina de corte AWJC Dependiendo del tamaño de la pieza, la máquina por AWJC puede adoptar dos tipos de configuraciones. Para piezas grandes, la solución es mover el rayo y dejar quieta la pieza (el cabezal de corte AWJC va montado sobre un pórtico). En caso de piezas pequeñas, la chapa, fijada a la mesa, es quien se desplaza y el cabezal es estacionario. De un alto grado de automatización y conducidas por un CNC, se programan a partir del contorno de la pieza dibujado en un CAD, incluso directamente en el formato dwg. En la Figura 63 puede observarse una máquina AWJC de la empresa Trumpf. En ella se aprecian los componentes principales de uno de estos equipos: la bomba de alta presión (1), el sistema de suministro con las líneas de alta presión (2), el cabezal de corte (3), la boquilla para salida del abrasivo (4), la pieza de trabajo (5) y el panel de control (6).
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Figura 63: Máquina Trumpf AWJC (Fuente: Trumpf). EL PROCESO DE PUNZONADO Conceptos generales Es una operación para trabajar la chapa, que utilizando un conjunto de herramientas denominadas punzón – matriz de corte, consigue separar una parte metálica de la chapa, para obtener una forma determinada, sin alterar su espesor. Los esfuerzos aplicados por el punzón y la matriz a la chapa, generan tensiones de corte. Cuando estos superan la resistencia al corte del material de la chapa, sobreviene la fractura y la separación de las partes. Una estampa de corte posee tres elementos básicos (Figura 64): 1) Filo del punzón: corresponde al perímetro cortante del mismo. 2) Filo de la matriz: corresponde al perímetro cortante de la misma. 3) Juego: es el huelgo existente entre el punzón y la matriz. Normalmente se lo define como juego radial o por lado, pero a veces se habla de juego diametral o total.
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Figura 64: Componentes básicos de una matriz de punzonado (Fuente: Corte con estampas de chapas metálicas, Universidad del Sur, Lucaioli e Iurman, pág. 1) Resulta evidente que la existencia del juego, introduce una componente de flexión, por tanto, la resistencia al corte en una estampa, no es la del material sometido a corte puro. Las etapas del proceso de corte en estampa, se pueden estudiar siguiendo la evolución de uno de los puntos más solicitados, tal como el M (ver Figura 64), sobre un diagrama de tracción (Figura 65). Conforme se inicia la carrera descendente del punzón sobre la chapa, ocurren secuencialmente cuatro etapas:
Figura 65: Diagrama de tracción (Fuente: Corte con estampas de chapas metálicas, Universidad del Sur, Lucaioli e Iurman, pág. 2) 1) De las deformaciones elásticas: la tensión no supera el valor del punto A en el diagrama de tracción. En el caso de detener el proceso y retirar el punzón, todos los puntos del material vuelven a su posición original. 2) De las deformaciones permanentes: la tensión del punto más solicitado crece entre la correspondiente al punto A y el punto B. Durante esta etapa se generan y crecen simultáneamente, la zona redondeada y la pulida (Fig. 66 a).
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3) De la generación de fisuras y fractura: la tensión supera la del punto B, alcanzando el punto C. Aparecen dos fisuras sobre la chapa, una en la cercanía del filo del punzón, y otra cercana al filo de la matriz. Estas se propagan velozmente, hasta encontrarse y producir la fractura (Fig. 66 b). La rebaba aparece como consecuencia que la fisura no se produce exactamente debajo del filo, sino a un lado del mismo. El filo actúa como concentrador de tensiones, y cuando se redondea permite que el inicio de la grieta se aleje más del filo, produciendo una altura de rebaba mayor. Finalmente se concluye que no es necesario que el punzón atraviese toda la chapa, para que se produzca la fractura. 4) De los esfuerzos adicionales: luego de la fractura, la descarga de las zonas adyacentes al corte sometidas a esfuerzos, se recuperan elásticamente, produciendo la expansión de la pieza cortada y la contracción del orificio realizado en el fleje. Se requiere entonces de un esfuerzo adicional para separar las partes.
Figura 66: Fase inicial y final del proceso de punzonado (Fuente: Estampado en frío de la chapa, Mario Rossi, pág. 11). Con este procedimiento se pueden obtener la forma cuadrada o hexagonal de algunos tipos de tuercas, a partir de un fleje cuyo espesor es el de la tuerca ya cortada. Descripción de una estampa o matriz de corte En la Figura 67 se representa esquemáticamente una matriz sencilla. Se compone de dos partes fundamentales: el punzón A y la matriz B propiamente dicha. El punzón A según sea su sección, define el contorno de la pieza a cortar. El filo de corte lo constituyen el perímetro exterior del punzón y el perímetro interior del agujero de la matriz. Una matriz completa se compone además de un bloque C que actúa de guía del punzón, de dos chapas D que tienen por objeto crear un pasillo por el que se hace deslizar el fleje de chapa a cortar. El extremo del punzón se denomina espiga de sujeción.
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Figura 67: Matriz sencilla de punzonado (Fuente: Estampado en frío de la chapa, Mario Rossi, pág. 12). Desgaste y geometría de las matrices El esfuerzo de corte, repercute sobre los filos cortantes, que pierden su filo inicial luego de producir un número importante de piezas cortadas. El desafilado produce rebabas cada vez mayores, por lo que se le devuelve al conjunto su condición original por reafilado. Para ello, se rectifican tanto el frente del punzón, cuanto la superficie de la matriz. Como ya se indicó, la recuperación elástica de la parte cortada puede producir su atascamiento en la garganta de la matriz. Para evitarlo, se da una conicidad a la abertura de la matriz para facilitar la eyección de la pieza. Sin embargo, dado que las matrices se reafilan rectificando su plano superior, dicho ángulo no puede ser excesivo, pues de otra forma la matriz quedaría rápidamente fuera de tolerancia (con los punzones no existe este problema, ya que si bien pierden el filo más rápidamente que la matriz, al ser cilíndricos, los sucesivos reafilados, sólo acortan su longitud). La garganta de la matriz se construye como lo indica la Figura 68.
Figura 68: Geometría de la garganta de la matriz (Fuente: Corte con estampas de chapas metálicas, Universidad del Sur, Lucaioli e Iurman, pág. 18) Por lo general seguirá una doble conicidad a y b. La parte superior de conicidad a tomará valores de 0,5 a 2,5° (en ocasiones, esta región que
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posee una profundidad de entre 5 a 6mm, se la hace cilíndrica). Finalmente, el perfil se continúa con el ángulo b de 5 a 10°. Volviendo al reafilado de la matriz, si consideramos que en una estampa normal es necesario eliminar con una operación de rectificado de 0,1 a 0,2mm (0,15mm en promedio) de espesor de material, para rebajar el total de la garganta de 6mm podrán realizarse 6mm/0,15mm = 40 rectificados. En el caso de un punzón cilíndrico de pequeñas dimensiones, pueden cortarse unas 25.000 piezas por afilado, por lo que la matriz podrá cortar durante su vida útil 40 x 25.000 piezas = 1.000.000 piezas. Verificación del punzón al pandeo Es importante verificar el comportamiento del punzón frente al pandeo (Está sometido a una carga de compresión), pues suele tener una relación de esbeltez (relación largo / diámetro) importante. La carga de pandeo o carga crítica, es el valor de la carga axial para la cual la forma recta del punzón deja de ser estable. La carga que provoca el pandeo es determinada por la fórmula de Euler. A partir de ella, despejamos la longitud máxima del punzón (L máx.) según sea la fuerza de punzonado Fc, el módulo de Young E y el momento de inercia J de la sección del punzón, a saber: Lmax .
2 EJ F c
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Juego entre punzón y matriz El juego entre el punzón y la matriz depende del espesor de la chapa y de la calidad del material, que podrá tener mayor o menor resistencia, como así también del diámetro del punzón (usando punzones de diámetro pequeño el juego casi no debe existir). Según Mario Rossi, el juego diametral puede variar según los casos entre un 5 a 13% del espesor de la chapa a cortar (Ver Figura 69).
Figura 69: Juego diametral punzón – matriz según el espesor y material de la chapa (Fuente: Estampado en frío de la chapa, M. Rossi, pág. 15).
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Cabe destacar que una determinación adecuada del juego, significa una prolongada vida de los filos cortantes. Por citar una experiencia realizada, con un juego diametral de 0,015mm ha permitido cortar 100.000 piezas de un determinado material y espesor, mientras con un juego de 0,075mm se cortaron 35.000 piezas y con 0,13mm sólo 12.200 piezas de las mismas características. Otros autores como Le Grand, proponen establecer el juego según resulte la calidad y el tipo de borde obtenido. Si se varía el juego radial desde 25% a 2% del espesor, se producirán los distintos tipos de borde indicados en la Figura 70. El análisis de los mismos a medida que el juego se incrementa indica que: 1) El corte deja de ser recto y se aparta de la normal a la chapa. 2) La zona de superficie curvada, la de fractura y el ángulo de fractura se incrementan. 3) La zona pulida disminuye. 4) La altura de rebaba decrece y luego crece.
Figura 70: Tipos de borde obtenidos por punzonado (Fuente: Punzonado de la chapa, Mateos Díaz, pág. 2-16)
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Se han establecido cinco estándares o tipos de borde cuyas características se comentan a continuación: Tipo 1: Este borde tiene un radio B y una rebaba E grandes. Posee un gran ángulo de fractura, siendo mínima la zona pulida C. Se obtiene con juegos radiales de entre 17% a 21% del espesor y es útil en aplicaciones en las cuales no interesa la calidad del borde y la planitud de la pieza cortada. La duración de la matriz es considerable. Tipo 2: Este juego (radio moderado, rebaba normal y ángulo de fractura pequeño), es el que provee la máxima vida útil de la estampa. El borde es aceptable cuando no se requiere de una amplia zona pulida (Se obtiene con juego radial de 11,5% a 12,5%). Tipo 3: Tiene una tensión residual muy baja y es aconsejable para piezas que deban ser posteriormente conformadas sin que se produzcan fisuras en la pared (se obtiene con juego radial de 8% a 10%). Tipo 4: Para cuando las paredes deben considerarse terminadas, sin trabajo ulterior (se obtiene con juego radial de 5% a 7%). Tipo 5: Muy pulido y vertical, se usa para punzonado de precisión. La duración de los punzones y matrices es muy corta (se obtiene con juego radial de 1% a 2%). Podemos concluir que la práctica demuestra que en la gran mayoría de los casos, el borde tipo 4 es el idóneo, admitiendo una duración razonable de punzón y matriz. Como conclusión más general, podemos resumir que para trabajos en general de calidad aceptable en chapas de acero suave y espesores de hasta 6mm, pueden tomarse juegos por lado de hasta el 12% del espesor de la chapa. Finalmente, el juego queda determinado por: - Tipo de borde deseado. - Material y espesor del material
a cortar.
A continuación se adjuntan la Tabla XVIII que complementa la Figura 63, y la Tabla XIX que recomienda el juego radial o por lado para diferentes materiales. Tabla XVIII: Características de la pared punzonada (Fuente: Punzonado de la chapa, Mateos Díaz, pág. 2-17.)
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Tabla XIX: Juego radial (Fuente: Punzonado de la chapa, Mateos Díaz, pág. 3-3)
Al determinar los diámetros del punzón y la matriz, es necesario tener en cuenta que el diámetro de la matriz fija las dimensiones de la pieza, por lo que el juego deberá obtenerse reduciendo el diámetro del punzón. El diámetro de este último, por el contrario determina las dimensiones del agujero, por lo que el juego debe obtenerse aumentando el diámetro de la matriz. A modo de ejemplo, si necesitamos cortar discos de chapa de acero duro de 50mm de diámetro y 2,5mm de espesor, Qué dimensiones habrán de tener el punzón y la matriz?. Diámetro de la matriz D1=50mm, y como D1-D=0,2mm, será diámetro de punzón D=49,8mm. Como ya se explicó en este apartado, sólo cuando se ha mantenido un juego exacto se obtienen piezas perfectamente cortadas. Para conocer el juego real en una estampa de corte, se utiliza un método práctico para medirlo, denominado la prueba de la lámina. La estampa se sujeta en un aparato de ajuste, interponiendo entre el punzón y la matriz una lámina de papel de España de un espesor comprendido entre 0,15 a 0,2mm, a la que se comprime en una profundidad de 0,05mm. El punzón y la matriz deja cada uno marcada su arista de corte, y la distancia entre ambas corresponde al juego de corte. El aparato permite una compresión muy sensible, así como el ajuste de la profundidad de hundimiento con un tornillo micrométrico. Penetración La penetración P es la suma de la superficie curvada (B) más la altura de la zona pulida (C). Es también la altura que deberá penetrar el punzón en la chapa para que ocurra la fractura. Depende de la ductilidad (capacidad de un material para deformarse plásticamente, siendo medida por la altura de copa en un ensayo Erichsen), del espesor y del juego (aumenta con la ductilidad). Se la expresa como un porcentaje del espesor, y puede variar para materiales en estado recocido de un 20% a 60% del espesor.
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Rebaba Está gobernada por el juego y el filo de las herramientas. En la mayoría de las aplicaciones se fija un valor máximo de entre 5% al 10% del espesor. Si bien no es posible su eliminación, se la minimiza usando un juego adecuado y con un buen mantenimiento del herramental. Observación del borde La constancia de las características del borde a lo largo de todo el contorno de la pieza indica que las herramientas están centradas. Cortando dos materiales distintos de igual espesor en la misma estampa, posee mayor ductilidad el que posee mayor zona pulida. Una altura excesiva de rebaba corresponde a una herramienta desafilada. Fuerza de corte Durante el corte la fuerza que ejerce el punzón no se mantiene constante. Desde el momento que el punzón toma contacto con la chapa, comienza a crecer hasta alcanzar un máximo para luego decrecer. La curva de evolución de la fuerza de corte en función de la carrera del punzón, está influenciada por el tipo de afilado (ver Figura 71). Para el corte con estampa de una chapa, la fuerza de punzonado Fc (kg) se calcula como: F c 1.2 c pe (15) En donde: - El factor 1,2 se adiciona para tener en cuenta el rozamiento que el material cortado y deformado genera a lo largo de las paredes de la matriz durante el corte (según Mario Rossi). - c es la resistencia al corte del material de la chapa en kg/mm 2 lograda con una estampa de corte cuando esta se realiza sobre una línea cerrada. Se obtiene de la Tabla XX o según propone Mario Rossi como c = (0,75 a 0,8)Rm, en donde Rm es la resistencia a la tracción del material a punzonar, obtenida de un ensayo de tracción. - p es el perímetro a cortar en mm. - e es el espesor de la chapa en mm. - El producto p*e es la superficie lateral en mm2.
Figura 71: Fuerza de punzonado según el tipo de afilado (Fuente: La construcción de herramientas, Lenhert R., pág. 27).
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Tabla XX. Resistencia al corte c en kg/mm2 de distintos materiales metálicos (Fuente: autores varios citados en la bibliografía). c (kg/mm2) Material Recocido Semiduro Duro Aluminio 7a9 10 a 12 13 a 16 Aleación Al Cu Mg 14 a 20 23 a 26 35 a 40 Cobre 20 a 30 ----Acero inoxidable --52 a 56 --Acero con 0,1% C 24 32 Acero con 0,2% C 32 40 Acero con 0,3% C 36 48 Acero con 0,4% C 45 56 Acero con 0,6% C 55 70 Acero con 0,8% C 70 90 Acero con 1% C 80 105 El cálculo de la fuerza de corte es necesario para determinar que tipo de prensa debe emplearse para el corte de una pieza. A modo de ejemplo, se trata de calcular la fuerza de corte para la pieza de la Figura 72 de chapa de acero de 2mm y 40kg/mm2 de resistencia a la tracción. Longitud de la línea de corte para el perímetro exterior = 167mm. Longitud de la línea de corte para el perímetro interior = 65mm. Longitud de corte total p = 232mm. Superficie lateral de corte p*e = 232mm * 2mm = 464mm2. Fuerza Fc = 1,2 * 0,8 * Rm * p * e = 1,2 * 0,8 * 40kg/mm2 * 464mm2 = 17.818 kg o 18tn.
Figura 72: Ejemplo de pieza a ser cortada por punzonado en estampa (Fuente: La construcción de herramientas, Lenhert R., pág. 27). Fuerza de corte para punzón con filo inclinado En el caso de herramientas cortantes fuertemente cargadas, como cuando se trata de cortar chapas gruesas, puede atenuarse la dureza del golpe usando filo inclinado. Un filo de corte inclinado (figura 73 izquierda) produce un corte progresivo de la chapa, de esta manera se reduce el esfuerzo de corte con un aumento de la carrera del punzón (ver Figura 71). Además, se obtienen los siguientes beneficios:
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-
-
En los balancines con bastidor en forma de herradura o también denominado C, al reducir el esfuerzo se disminuye la deflexión y se minimiza el desgaste debido a la desalineación de las herramientas. Se descargan los puentes de las matrices. Se puede hacer el trabajo con una prensa cuya capacidad resultaría insuficiente en el caso de emplear filo plano. Se reduce el ruido de matrizado.
Es importante destacar que el perfil del punzón con filo inclinado debe ser simétrico, de esta manera, la resultante de las fuerzas de corte ejercidas actúan en el eje del punzón y no lo flexionan. En el caso de no ser así, la inclinación del filo no debe superar los 5° para no deteriorar el borde cortante por la aparición de fuerzas laterales. En matrices de corte progresivas, otra manera de reducir el esfuerzo de corte es construyendo los punzones de distinta altura (figura 73 derecha).
Figura 73: Punzón de filo inclinado y estampa escalonada (Fuente: De Brito O., Estampos de corte, pág. 35). Posición de la espiga de sujeción En los casos de fabricación de piezas con herramientas cortantes, hay que trasmitir esfuerzos muy grandes de la prensa a la herramienta. En el caso de prensas pequeñas y medianas, el esfuerzo se trasmite desde la corredera de la prensa y de la herramienta a un punto. Por esta razón, la espiga de sujeción de la estampa tiene que ubicarse en el denominado centro de fuerzas, de modo que no se produzcan momentos indeseables. Estos traerían aparejados desgaste sobre las partes, y como resultado, el juego de corte se vería afectado. En las herramientas cortantes progresivas, hay que realizar con mucha precisión el cálculo de la posición del centro de fuerzas referido. Veamos un ejemplo de cálculo: Para una matriz de corte progresivo, destinada a la fabricación de bridas con dos agujeros (Figura 74), se desea determinar la posición de la espiga de sujeción. La fuerza de corte para el agujereado es F 2 = 2tn y para el contorno exterior es F1=4,2tn. La distancia entre el centro de ambos punzones es a = 40mm. 104
Figura 74: Espiga y punzones para punzonado de brida (Fuente: La construcción de herramientas, Lenhert R., pág. 29 y 30). El centro de fuerzas (allí donde debe ubicarse el eje de la espiga de fijación), se determina mediante la ley de la palanca (Figura 75).
Figura 75: Esquema de fuerzas y distancia x para ubicación de espiga (Fuente: La construcción de herramientas, Lenhert R., pág. 29). Tomando momentos respecto de la línea de aplicación de la fuerza F1 resulta: F2 * a = F * x = (F1+F2) * x, por lo tanto resulta x = 12,5mm. Aprovechamiento del material El aprovechamiento de la tira de corte depende de la forma exterior de la pieza a cortar y de la posición de esa forma respecto de la dirección de avance. El punzón y la abertura de la matriz se disponen en la herramienta de tal forma que el desperdicio sea lo más pequeño posible. La tira de corte se corre luego de cada golpe de la prensa, en dirección axial, en el valor del avance v. Se entiende por avance la medida que tiene que desplazarse la tira bajo el punzón cortante, con objeto que en cada serie resulte un corte completo. La distancia de una arista de corte hasta la misma del siguiente corte se llama paso t.
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En el cortado de piezas a partir de flejes o tiras, debe proveerse almas o piezas de unión y anchura de bordes, formándose una rejilla de desperdicio. Estos valores no deben ser tan estrechos que la tira se tuerza, ni tan grandes que produzcan un desperdicio de material importante. En la Figura 76 se presenta una rejilla de desperdicio con las variables comentadas.
Figura 76: Rejilla de desperdicio (Fuente: La construcción de herramientas, Lenhert R., pág. 36). En la Tabla XXI se recomiendan las anchuras de almas y de bordes en función del ancho de la tira y del espesor de la chapa. Tabla XXI. Distancias recomendadas (Fuente: La construcción de herramientas, Lenhert R., pág. 37).
Con el objeto de determinar la posición más favorable en la tira, se calcula cada vez la relación entre la superficie de las piezas de corte y la superficie de material de la tira. Esta relación recibe el nombre de grado de aprovechamiento Ga.
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Ga
zA LB
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En donde: z = número de piezas que salen de una tira. A = superficie de una pieza sin agujereado. L = longitud de la tira. B = ancho de la tira. Generalmente, se ponen las piezas con su mayor dimensión en sentido transversal al avance de la tira, de modo que haya que cortar de la chapa original menos tiras, aunque más anchas. Veamos un ejemplo (Figura 77). Se trata de determinar las anchuras del alma y de los bordes así como la anchura de las tiras, y el grado de aprovechamiento. La longitud de las tiras es de 1000mm y el espesor de la chapa de 1mm.
Figura 77: Ejemplo de aprovechamiento de material (Fuente: La construcción de herramientas, Lenhert R., pág. 37). Anchura del borde ba = 1,1mm; anchura del alma be = 1,3mm (Según tabla XXI). Anchura de la tira B = b + 2*ba = 64 + 2*1,1 = 66,2mm. Superficie de la pieza A = A1 + A2 + 2*A3 = 64*42 + 48*8 + (3,14*16*16)/(4*2) = 3172,5mm2. Avance de la tira v = l + le = 50 + 1,3 = 51,3mm. Número de piezas por tira z = L/v = 1000/51,3 = 19 piezas. Grado de aprovechamiento Ga = (19*3172,5)/(1000*66,2) = 91,1%. Punzonado CNC Cualquier pieza producida por deformación viene siempre precedida por múltiples manipulaciones y cambios de máquina en máquina. A menos que una gran serie de piezas lo justificara, para poder construir una matriz especial que permita terminar todas las operaciones en un solo golpe, las piezas recorren un largo proceso que las lleva de una máquina a otra, o bien las hace pasar una y otra vez por la misma máquina (previo cambio de matriz), en un proceso de lento acercamiento hacia el final. La punzonadora CNC (Fig. 78) abre la posibilidad de realizar todas las operaciones de corte en una sola máquina de forma totalmente automática, y de adaptarse a cualquier tipo de pieza, lo que las hace económicas para las pequeñas y medianas series de piezas. De esta manera, la matriz especial está dejando paso al programa a medida. 107
Figura 78: Punzonadora CNC Murata Centrum 2000/Q (Fuente: Murata). Una máquina punzonadora CNC consiste básicamente de una mesa que puede desplazarse horizontalmente según dos direcciones perpendiculares (X – Y). Fijada a la misma,se encuentra la chapa a trabajar, la cual es presentada bajo el punzón actuante (interviene un solo punzón por vez), a través de la combinación de desplazamientos de la mesa. El bastidor de la máquina, que posee forma de herradura, está dotado encima de la mesa de una estación rotativa de punzones estándar que trabaja vinculada a la estación de matrices estándar ubicada debajo del plano medio de la mesa. Según sea el trabajo a realizar, el procesista decide los punzones a usar y la secuencia a seguir. Entre las principales características técnicas de una punzonadora CNC podemos citar (Tabla XXII) las correspondientes a la punzonadora Murata Centrum 2000/Q: Tabla XXII. Características técnicas de punzonadora CNC Murata (Fuente: Murata). Característica técnica Valor especificado Fuerza de punzonado 22 toneladas Espesor máximo de punzonado 6,35 mm Diámetro máx. en acero dulce de 28,6 mm 6,35mm Diámetro máx. en acero dulce de 76,2 mm 3,4mm Precisión de punzonado +/- 0,1mm Velocidad máxima de punzonado en 410 golpes / min. 5mm Velocidad de rotación de la torreta 25 rpm Dimensiones máximas de la chapa X 1250mm – Y 1000mm Velocidad de rápido eje X 50 m/min. Velocidad de rápido eje Y 62,5 m/min. Peso máximo de la chapa 500 N. Capacidad de la torreta 22 herramientas
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EL PROCESO DE ELECTROEROSIÓN POR HILO Reseña histórica En 1770, el inglés Priestley observó por primera vez el efecto erosivo de la corriente eléctrica. Pero fue investigando sobre como eliminar este efecto sobre los contactos eléctricos, cuando el matrimonio Lazarenko en el Instituto Técnico de Moscú, tuvo la idea de aprovechar este fenómeno, para desarrollar un procedimiento controlado de “mecanizado” de metales. Como resultado de sus trabajos, en el año 1943, pusieron a punto un proceso al que denominaron elaboración por chispa. A este método, hoy ampliamente difundido en la industria metalmecánica, se lo conoce como electroerosión (en inglés Electrical Discharge Machining o EDM). Breve descripción La electroerosión es un proceso mediante el cual se obtiene la eliminación de material de la pieza a trabajar, por una sucesión de descargas eléctricas, separadas unas de otras en el tiempo (se crea una sola chispa por vez). En consecuencia, el fenómeno es unitario y periódico. Dichas descargas son producidas por un generador de pulsos de corriente continua, cuya tensión en vacío es como mínimo de 20V. Las descargas se realizan entre dos elementos conductores (herramienta o electrodo y pieza a elaborar), sumergidos en un medio dieléctrico La pieza a elaborar se fija a la mesa de la máquina, dentro de una cuba llena con el dieléctrico (la superficie de trabajo de la pieza debe encontrarse como mínimo a 50mm de profundidad, para eliminar el peligro de incendio), mientras el electrodo se vincula al husillo o cabezal, que en las máquinas de penetración, tiene movimiento vertical (Fig. 79). En este tipo de electroerosión, el electrodo reproduce exactamente (en negativo), la forma que se desea obtener, no haciendo contacto con la pieza, de la cual se encuentra separada a una distancia llamada entrehierro o GAP (entre 0,01 a 0,4mm de distancia).
Figura 79: Esquema del proceso de electroerosión por penetración (Fuente: Machining Data Handbook, Metcut, pág. 12-15).
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Principio de funcionamiento Analizando la chispa, se observa que se trata de un violento pasaje de electrones a través de un fluido aislante (dieléctrico), que a una tensión determinada se ioniza. Cada descarga representa el movimiento de millones de electrones, con frecuencias de descarga que varían entre 50 Hz hasta 500 kHz. Cada descarga posee una cantidad de energía discreta y controlable. Conociendo este valor es posible prever la cantidad de material removido por descarga y la terminación superficial resultante. Cada chispa genera un cráter en la pieza y otro en el electrodo mucho más pequeño. La remoción se realiza en tres fases: la primera es la fusión del material, la segunda su expulsión violenta y la tercera, la solidificación de las partículas, como pequeñas esferas. Las altas densidades de corriente en el punto de impacto de las descargas desarrollan temperaturas del orden de los 5.000 a 12.000°C, por cuyo efecto electro-térmico, no sólo se funde y vaporiza el material a elaborar, sino que también se descompone y vaporiza el fluido dieléctrico (líquido de alta resistividad), produciendo burbujeo y humos. Al inicio del proceso, el electrodo se acerca a la pieza a trabajar, hasta una distancia denominada Gap. Para generar una chispa entre electrodo y pieza, debe aplicarse una tensión superior a la tensión de descarga del entrehierro o gap. Esta tensión depende de: - La distancia entre los dos electrodos. - El poder aislante del dieléctrico. - El estado de contaminación del entrehierro.
En el lugar más fuerte del campo eléctrico, se va a iniciar una descarga, y bajo la acción de este campo, se constituye un canal ionizado (por lo tanto conductor), en el que coexisten iones libres positivos y electrones que se desplazan a gran velocidad. En este momento, la corriente circula entre ambas partes formando una zona de plasma, en la que las partículas en movimiento desarrollan, por efecto de los continuos choques una temperatura muy elevada de entre 5.000 a 12.000°C (Figura 80 arriba), produciendo la fusión local e instantánea de cierta cantidad de material en la superficie de los dos conductores. Paralelamente se desarrolla una burbuja de gas (Figura 80 abajo) producida por la vaporización del par electrodo-pieza y del dieléctrico, con una presión creciente. Cuando la corriente se interrumpe, ocurre la explosión de la burbuja, provocando la proyección del material fundido fuera del cráter. Además, el fluido ionizado se torna nuevamente aislante. Finalmente, la materia erosionada se solidifica en forma de pequeñas esferas, que también son removidas de la zona por la explosión. Es evidente que la erosión es asimétrica, dependiendo de la polaridad, la temperatura de fusión de los materiales involucrados, la duración y la intensidad de las descargas.
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Se la llama desgaste cuando tiene lugar sobre el electrodo y eliminación de material, si tiene lugar sobre la pieza. Seleccionando adecuadamente el material del electrodo, así como la duración, intensidad y polaridad de la descarga, puede alcanzarse una asimetría importante: 99,5% de erosión sobre la pieza y 0,5% sobre el electrodo.
Figura 80: Generación del canal ionizado y la burbuja de gas (Fuente: Método práctico de mecanizado por electroerosión, Semon G., pág. 12). Terminología de la electroerosión Arco: sucesión de descargas estacionarias. Tienen un efecto destructor. Contaminación: estado de polución en la zona de trabajo, producido por las partículas de material erosionado y los residuos provenientes del líquido dieléctrico. Cráter: cavidad que efectúa sobre una superficie, una sola descarga. Corriente media de trabajo: media aritmética de la corriente que circula en el entrehierro durante el mecanizado. La corriente, es la leída sobre el amperímetro de la máquina. Corto circuito: condición producida por un contacto eléctrico entre electrodo y pieza. El efecto no es destructor. Desionización: retorno después de cada descarga del espacio electrodopieza, a un estado no conductor. Dieléctrico: fluido líquido no conductor, en el que se encuentran sumergidos el electrodo y la pieza, entre las que se producen las descargas. Electrodo: herramienta de trabajo usada en la electroerosión. Entrehierro o gap: espacio entre la pieza y el electrodo, en el que tienen lugar las descargas. Polaridad: polo al que va conectado el electrodo. Por ejemplo, si la polaridad es positiva, el electrodo va conectado al polo positivo. Tiempo de descarga (ton): tiempo durante el cual la corriente atraviesa el entrehierro. 111
Tensión de descarga: tensión en los bornes del entrehierro durante la descarga. Varían entre 15 a 25V según sea la naturaleza del electrodo y la pieza a trabajar. Tensión de vacío: tensión aplicada en los bornes del gap antes de la ionización. Desgaste (Figura 81): Eliminación del material en el electrodo. Se distinguen cuatro formas diferentes: 1) 2) 3) 4)
Desgaste frontal o end wear Le. Desgaste lateral o side wear Ls. Desgaste sobre arista o corner wear Lc. Desgaste volumétrico porcentual, definido como la razón entre el volumen eliminado en el electrodo y el eliminado en la pieza.
Figura 81: Tipos de desgaste sobre el electrodo (Fuente: Electrical Discharge Machining, Fuller, Rockwell International, pág. 559). Características de las superficies electroerosionadas Las superficies obtenidas por electroerosión tienen una peculiaridad que les da un carácter distintivo. La superficie está formada por cráteres, todos del mismo tamaño, sin existir ninguna clase de direccionalidad como ocurre en el mecanizado convencional. Como el tamaño del cráter depende de la energía de la chispa, y esta varía en un amplio rango, el acabado superficial en términos de Ra puede ubicarse entre 0,2 a 12,5 m como límites. Como sólo una pequeña fracción
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del total de la superficie producida se ubica próxima a las crestas de rugosidad, se la puede mejorar por pulido rápidamente sólo al principio. Desde el punto de vista metalúrgico, debido al rápido enfriamiento del dieléctrico y la propagación del calor en la pieza, la zona afectada térmicamente (ZAT), es muy delgada. En desbastes puede alcanzar los 0,13mm y en acabados 0,01mm (estas determinaciones pueden realizarse por perfiles de microdureza o evaluaciones metalográficas). Las principales ventajas de esta clase de superficies en determinadas aplicaciones, pasan por su elevada dureza y su capacidad para retener el lubricante dentro de los cráteres (en el caso de una matriz, puede ayudar a prolongar su vida útil). En otros casos, las tensiones residuales resultantes del proceso, como las microfisuras, pueden reducir la resistencia a la fatiga de la superficie sino se efectúa un post tratamiento, como puede ser una operación de granallado con esferas de vidrio, o en casos más críticos, un rectificado o un tratamiento electroquímico que remueva la capa formada. Tipos de electroerosión Electroerosión por penetración Se caracteriza por utilizar un electrodo réplica de la cavidad a obtener, permitiendo la reproducción automática de formas, ya que no se necesita movimiento relativo entre el electrodo y la pieza, salvo del movimiento de penetración vertical, que asegura la continuidad de la eliminación de material. En consecuencia, es posible obtener cualquier forma con la condición que sea desmoldable (Figura 82), es decir, que el electrodo pueda, si se le anima de un movimiento opuesto al de penetración en la pieza, alejarse de la zona de mecanizado.
Figura 82: Ejemplos de cavidades desmoldables y no desmoldables (Fuente: Método práctico de mecanizado por electroerosión, Semon G., pág. 7). Este método engloba todas las operaciones de electroerosión en las que la velocidad relativa media entre electrodo y pieza a mecanizar, coincide con la velocidad de penetración. Se distinguen especialmente:
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El taladrado por electroerosión (Figura 83), que representa el mecanizado de orificios pasantes de sección constante. El mecanizado de grabados no pasantes (Figura 84).
Figura 83: Ejemplos de agujereado por electroerosión (Fuente: Método práctico de mecanizado por electroerosión, Semon G., pág. 8).
Figura 84: Grabado de formas no pasantes por electroerosión (Fuente: Método práctico de mecanizado por electroerosión, Semon G., pág. 8). Electroerosión por hilo Una variante del proceso de electroerosión, de amplia difusión en la industria actualmente, es la denominada en inglés Wire Electrical Discharge Machining (WEDM), una forma especial de EDM, en donde el electrodo es un hilo conductor (de entre 0,05 a 0,3mm de diámetro, aunque el rango de diámetro más común es de 0,2 a 0,25mm. El diámetro depende del espesor a cortar, no pudiendo utilizarse diámetros inferiores a 0,15mm para cortar espesores de más de 60mm en aceros al carbono), normalmente de latón, cobre, tungsteno o molibdeno. El mismo se encuentra ligeramente traccionado y dotado de un movimiento de arrollamiento, que avanza el hilo en forma continua a velocidades comprendidas entre 2,5 a 150 mm/s (habitualmente, aunque hay excepciones, el alambre se usa una sola vez, ya que se daña y produciría un corte poco preciso de usarlo en una segunda pasada). La tendencia actual en el desarrollo de los alambres, son los alambres multicapa, constituidos por capas de distintos materiales, para cumplir 114
funciones diferentes. Un ejemplo, es el alambre con núcleo de acero para disponer de una elevada resistencia a la tracción, una capa de cobre de alta conductividad y una de grafito exterior para minimizar el desgaste y aumentar la velocidad de electroerosión. El cabezal de electroerosión fijo, produce sobre la pieza ubicada sobre una mesa de dos coordenadas CNC, una ranura ligeramente más ancha que el diámetro del alambre, debido al overcut o sobre corte (Figura 85). Debido a que actúa como una “sierra de corte eléctrica”, se la utiliza principalmente para la manufactura de punzones y matrices ya templados, sin necesidad de atención humana.
Figura 85: Esquema de la electroerosión por hilo (EDWC) (Fuente: Machining Data Handbook, Metcut, pág. 12-49). Parámetros característicos de las chispas Servo-control Es una parte importante de las máquinas de EDM, pues de él depende la velocidad de avance del electrodo y es también el encargado de mantener la distancia (gap) entre el electrodo y la pieza. El mejor rendimiento de la electroerosión es obtenido cuando el electrodo mantiene una posición que permita asegurar la continuidad de las descargas. La misma sólo podrá asegurarse si el movimiento del electrodo posee una sensibilidad muy alta, así como un avance muy preciso. Este movimiento automático es realizado mediante un servomecanismo, normalmente con mando electro-hidráulico (pistón diferencial), utilizando una de las características propias de la EDM, como es la proporcionalidad que existe entre la tensión media de descarga y la distancia del entrehierro (gap). Es así, que toda variación de esta distancia se traduce automáticamente y en el mismo sentido, en un cambio de dicha tensión. En el caso de producirse un cortocircuito por el contacto entre electrodo y pieza (la causa más frecuente es por acumulación de partículas erosionadas, debido a una limpieza ineficaz en la zona de trabajo), es obvio que, el servomecanismo debe tener un tiempo de reacción muy corto para invertir el sentido de movimiento y recomponer el mecanizado, si bien, el cortocircuito se caracteriza por ocurrir a tensión nula dado que hay contacto, no presentando ningún peligro, para el electrodo, como la pieza. 115
Generador de impulsos El de diseño más antiguo es el denominado generador RC o de descarga capacitiva (Figura 86).
Figura 86: Esquema eléctrico de un generador RCc (Fuente: CT Electromecánica). Su principio de funcionamiento es el siguiente: un capacitor C se carga a través de una resistencia R, con un generador de corriente continua. Cuando la tensión entre las placas del capacitor es igual a la tensión de ionización del dieléctrico (Figura 87), se produce la descarga eléctrica entre electrodo y pieza, con la consiguiente descarga del capacitor (la función de la resistencia es prolongar el tiempo de carga del capacitor, para permitir ocurra la desionización del dieléctrico y el ciclo pueda repetirse).
Figura 87: Ondas de tensión y corriente en generador Rc (Fuente: Electroerosión, Tecnología de Fabricación, UTN Haedo, pág. 3). Las principales observaciones son que 1) la corriente circula en forma oscilante (no se mantiene la polaridad), por lo que se produce un desgaste de electrodo elevado, y 2) que el tiempo (t on) en que esta pasando corriente entre electrodo y pieza es muy pequeño respecto del tiempo que tarda en cargarse el capacitor (toff ). En consecuencia, este circuito tiene poca capacidad de erosión.
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Las ventajas del circuito RC son las siguientes: simplicidad, confiabilidad, bajo costo y facilidad para lograr superficies de terminación muy fina. En los generadores modernos la tensión es interrumpida por una llave electrónica (Figura 88).
Figura 88: Esquema eléctrico de un generador moderno (Fuente: CT Electromecánica). Estos generadores evitan los dos inconvenientes citados en el generador RC, ya que la llave electrónica puede ser regulada externamente, de manera tal de disponer de tiempos t on y toff controlables. Esto hace que la separación T entre pulsos sucesivos de corriente sea ajustable, pudiendo variarse sencillamente la frecuencia de los mismos. Se observa que el flujo de corriente es siempre unidireccional. El tipo de onda utilizada para la descarga es la onda cuadrada (Figura 89).
Figura 89: Ondas de tensión y corriente en generador electrónico (Fuente: Electroerosión, Tecnología de Fabricación, UTN Haedo, pág. 4). Las características explicadas de estos generadores permitan disponer de amplios rangos de mecanizado y permiten la electroerosión denominada “no 117
wear”, debido a la unidireccionalidad de la corriente, aunque con un costo más elevado. En la Tabla XXIII se indican la tendencia para los valores de las variables de los generadores, según el tipo de operación a realizar. Tabla XXIII. Condiciones de corte en la electroerosión (Fuente: Electroerosión, Tecnología de Fabricación, UTN Haedo, pág. 5). Operación Corriente Capacidad (*) ton / T Frecuencia Desbaste Alta Alta Grande Baja Terminación Baja Baja Pequeño Alta (*) Sólo se aplica a generadores RC. El riego La circulación del dieléctrico entre el electrodo y la pieza mecanizada es muy importante en la EDM para obtener rendimientos elevados. Veamos lo que ocurre en el gap durante un proceso en el cual hay ausencia de riego: Al principio el dieléctrico está limpio, exento de partículas erosionadas y residuos provenientes del quemado del dieléctrico. La resistencia de un dieléctrico limpio es mayor que la de uno cargado de impurezas. Las partículas creadas por las primeras descargas reducen la resistencia del dieléctrico, facilitando la producción de las descargas y mejorando las condiciones de trabajo. Sin embargo, si la densidad de partículas se hace demasiado importante, en ciertos puntos ocurrirá una disminución de la resistencia tal que provocará descargas anormales, pudiendo dañar la pieza y el electrodo. Este exceso de partículas debe eliminarse con la circulación del dieléctrico (riego), no debiendo ser la circulación ni demasiado potente ni demasiado floja, pues el mejor rendimiento se obtiene con cierto grado de contaminación. Existen cuatro métodos de riego, a saber: 1) Riego por inyección: La inyección del líquido dieléctrico a presión se realiza, o bien por debajo de la pieza a través del depósito (Figura 90 izquierda) o a través del electrodo (Figura 90 derecha).
Figura 90: Métodos de riego por inyección (Fuente: Método práctico de mecanizado por electroerosión, Semon G., pág. 46). En el primer caso, la pieza pretaladrada se monta sobre un recipiente conectado a las tuberías. En el segundo, es el electrodo el que se taladra.
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El riego por inyección permite obtener mecanizados ligeramente cónicos por medio de electrodos de perfil constante, pues las partículas que pasan en las zonas trabajadas entre electrodo y pieza, favorecen las descargas laterales. Este método se usa frecuentemente cuando se mecanizan matrices de corte que necesitan de una ligera descarga. 2) Riego por aspiración: El líquido es aspirado por debajo de la pieza, o por el electrodo. Esta técnica permite minimizar las descargas laterales, por lo que el orificio obtenido es prácticamente cilíndrico. La combinación de la acumulación de gases producidos durante la electroerosión con el aire que puede provenir de la aspiración, puede ocasionar, sino se toman precauciones adecuadas, unas explosiones que pueden provocar el desplazamiento de la pieza a trabajar. Para ello, el recipiente antes de iniciar el mecanizado debe encontrarse lleno, para que la bomba no aspire aire (la conexión debe realizarse muy próxima a la zona de mecanizado). 3) Riego por barrido lateral: Debe usarse cuando no es posible prever en el electrodo o en la pieza orificios de riego. Estos casos se presentan durante el mecanizado de matrices para la fabricación de medallas o cubiertos, o durante el mecanizado de rendijas profundas y estrechas típicas de la industria plástica. Su realización requiere del empleo de boquillas (Figura 91), cuya orientación debe cuidarse para asegurar un barrido perfecto en toda la superficie del electrodo (es importante no realizar el riego desde dos lados opuestos, pues se detendría el “barrido”).
Figura 91: Riego por barrido (Fuente: Método práctico de mecanizado por electroerosión, Semon G., pág. 49).
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4) Riego por agitación: Se obtiene por medio del movimiento de avance - retroceso del electrodo. Cuando el electrodo se retira, el volumen de la zona de trabajo aumenta rápidamente, lo que tiene por efecto traer líquido limpio que se mezcla con el contaminado. Luego, cuando el electrodo baja, las partículas resultan evacuadas. Este método permite el mecanizado de orificios muy profundos sin necesidad de circulación forzada del dieléctrico. Los materiales del electrodo Si bien todos los materiales conductores de la electricidad pueden ser utilizados, son aquellos que tienen un punto de fusión más elevado y una resistencia mecánica más baja, los más adecuados. Para su selección se tienen en cuenta los siguientes criterios: -
Facilidad de elaboración. Bajo desgaste del electrodo con respecto al material de la pieza. Velocidad de remoción del material. Costo del material.
Los materiales para electrodo pueden dividirse en dos grandes grupos: a) Materiales metálicos: como el cobre. b) Materiales no metálicos: como el grafito. Analizaremos los dos materiales mencionados por cuanto son los más utilizados. Cobre: Posee un bajo desgaste, buena conductividad y es económico. El punto de fusión es de 1083°C, peso específico de 8,9 g/cm3 y la resistividad eléctrica de 0,0167 mm2 /m. Se lo puede trabajar bien por deformación plástica en caliente (A unos 880°C) por medio de una secuencia de 2 a 3 golpes en una prensa mecánica, o en frío, en una prensa hidráulica. También puede ser mecanizado por métodos tradicionales como el torneado y fresado, y en el caso de ser el electrodo de perfil constante, se lo puede obtener por extrusión. Las dimensiones de estos electrodos pueden reducirse con una solución de ácido para obtener los electrodos necesarios para las operaciones de desbaste, semi-acabado y acabado (se produce mayor reducción usando mayor concentración en la solución, y en el electrodo, hay mayor reducción a nivel de las aristas agudas, hecho que no tiene mucha importancia en el electrodo de desbaste, pero si en el de acabado, donde se deberá usar forzosamente una solución poco concentrada). Grafito: Es el material más comúnmente utilizado, por su excelente maquinabilidad, alto punto de fusión ( 3600°C ) y muy bajo desgaste. Su peso específico de 1,6 a 1,85 g/cm3 y la resistividad eléctrica de 8 a 15 mm2 /m. La obtención de los electrodos se realiza por los métodos tradicionales de mecanizado como torneado, fresado y rectificado. Entre sus ventajas se pueden citar: es insensible a los choques térmicos, conserva sus cualidades mecánicas a altas temperaturas, es prácticamente 120
indeformable, se mecaniza fácilmente, su baja densidad reduce el peso de los electrodos y su precio es bajo. Entre las desventajas podemos nombrar: es muy abrasivo (Deben protegerse las máquinas en donde se lo mecaniza), se requiere una instalación que aspire el polvo que se produce durante su mecanizado, es frágil y no puede reducirse con ácido, como tampoco se presta al conformado por deformación. El dieléctrico Cumple varias funciones muy importantes: aislante entre pieza y electrodo, conductor de las chispas luego de ionizarse bajo un determinado voltaje, refrigerante para la pieza y el electrodo, y removedor de las partículas producidas por la EDM. Como propiedades deseables se requieren baja viscosidad, alta temperatura de inflamación (un líquido con bajo punto de inflamación tiene tendencia a vaporizarse fácilmente y producir una gran cantidad de gases que pueden perjudicar el proceso) y bajo costo. Se utilizan fundamentalmente aceites minerales (los de baja viscosidad para acabado, en donde el gap es pequeño, facilitando la circulación del dieléctrico y los de alta viscosidad en desbaste); petróleo (su baja viscosidad conviene en las operaciones de acabado y super acabado); kerosén, aceites siliconados y agua desionizada. Ventajas y desventajas de la elaboración con EDM El rendimiento mecánico con EDM es indudablemente bajo. Se requieren de 2 a 4 KW para remover 1cm3 de material en 1 minuto, mientras que con un proceso de mecanizado son suficientes 0,05 KW. Ventajas: - No importa la dureza del material a elaborar, es suficiente con que sea conductor. - Capacidad para reproducir formas de manera automática. - Se pueden obtener formas complejas. - Ausencia de esfuerzos mecánicos sobre la pieza. Desventajas: - La pieza debe ser conductora de la electricidad. - Es un proceso lento cotejado con otros métodos de mecanizado. - No es posible obtener aristas o ángulos absolutamente vivos. - La electroerosión de piezas de fundición, puede crear problemas, dada la habitual presencia de inclusiones de tierra. La máquina de electroerosión por penetración Son del tipo de columna o pórtico (Figura 92). La de pórtico soporta electrodos de más peso y en consecuencia, el tamaño de la pieza a trabajar es mayor. El cabezal porta electrodo puede desplazarse en forma vertical por medio de un servomecanismo electro-hidráulico. La pieza a trabajar se fija a una mesa CNC de dos coordenadas, dentro de una cuba llena con el fluido dieléctrico. Este líquido está almacenado en un recipiente incorporado o independiente de la máquina, equipado con una bomba destinada a asegurar el transporte del líquido hacia la zona de trabajo. 121
Dado que durante el transcurso del mecanizado se libera una cierta cantidad de calor, el dieléctrico se ira calentando progresivamente, motivo por el cual el circuito que lo conduce posee un sistema de refrigeración. Además, toda máquina de EDM posee un sistema de filtros, que retienen las partículas generadas durante el proceso, manteniendo las propiedades originales del dieléctrico. Algunas máquinas pueden incluir un cambiador automático de electrodos.
Figura 92: Máquina de electroerosión por penetración ONA de pórtico (Fuente: ONA) En la Tabla XXIV se presentan las características técnicas principales y sus rangos, de las máquinas de electroerosión por penetración ONA de pórtico. Tabla XXIV. Características técnicas de las máquinas de electroerosión ONA (Fuente: Catálogo ONA Electroerosión) Característica técnica Rango Recorrido del porta-electrodo Entre 400 a 600mm. Dimensiones del tanque (Largo x Entre 1700x1000x650 a ancho x alto) 4000x2000x1250mm Altura máxima del dieléctrico Entre 580 a 1150mm. Mesa de trabajo Entre 1100x700 a 2500x1500mm. Peso admisible en la mesa Entre 40000 a 150000 N. Carrera transversal Y Entre 600 a 1000mm. Carrera longitudinal X Entre 800 a 1500mm. Peso del electrodo Entre 5000 a 30000 N. Corriente máxima Entre 60 a 120 Amp. Potencia máxima Entre 13,5 a 18,5 KVA. Tensión de los impulsos 150 V.
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RECTIFICADO Introducción La operación de rectificado se realiza en las máquinas-herramienta denominadas rectificadoras. Como la herramienta de corte, llamada muela abrasiva, la cual posee la forma de un sólido de revolución, está conformada por un conglomerado de partículas abrasivas muy duras (normalmente óxido de aluminio o carburo de silicio, aunque también en algunos casos más particulares, nitruro de boro o diamante), el proceso surgió como una necesidad para mecanizar piezas de acero templado, dada la inexistencia de algún método para lograrlo (hasta hace algunos años era el único procedimiento aplicable a materiales templados. Actualmente ve limitado su campo de acción por la fuerte competencia de la electroerosión –EDM- o el mecanizado de alta velocidad –MAV-). La denominación rectificado proviene del hecho que cuando una pieza se somete a un tratamiento térmico (TT), según sea su forma, la manera como se la introduce en el horno y la temperatura del tratamiento, se producen en ella deformaciones geométricas que deben ser corregidas posteriormente al TT. Cuando se trata de piezas endurecidas por temple, se “rectifica” (es decir, se devuelve a la forma original) la geometría de la pieza por rectificado o grinding (en inglés). A modo de resumen, los indicadores de necesidad para realizar sobre una pieza un rectificado resultan de la combinación de: un material templado, una pieza que fue sometida a un TT el cual le provocó deformaciones en su geometría, una precisión dimensional o terminación superficial que no pueden alcanzarse con los métodos tradicionales de arranque de viruta. Las máquinas rectificadoras Si bien existe una enorme variedad de máquinas rectificadoras, (ya que generalmente son máquinas para aplicaciones específicas, como el rectificado de cigüeñales y árbol de levas, el afilado de herramientas, etc) algunas de ellas poseen cierta universalidad. Estas últimas, pueden clasificarse sencillamente, según sea el tipo de superficie a rectificar, en rectificadoras de superficies cilíndricas y rectificadoras de superficies planas. Rectificadoras de superficies cilíndricas: Podemos distinguir tres tipos de máquinas: rectificadora cilíndrica de exteriores, cilíndrica de interiores y cilíndrica sin centros (Figuras 93, 94 y 95 respectivamente). En el caso de la rectificadora cilíndrica de exteriores (Figura 93), la máquina se compone básicamente de una bancada en T, sobre la que se desplaza en forma longitudinal la mesa con un movimiento rectilíneo y alternativo. La misma soporta el cabezal portapieza y la contrapunta, entre las que va fijada la pieza. El cabezal portapieza posee una caja de velocidad, con el objeto de dotar a la pieza del movimiento de rotación necesario, además del número de revoluciones adecuado según sea el diámetro de la pieza y el material a rectificar.
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Perpendicular a la mesa, se ubica el cabezal portamuela, que mediante un motor de una potencia adecuada (por citar un ejemplo, de unos 4 CV), imprime el movimiento de rotación a la muela y permite fijar la profundidad de pasada.
Figura 93: Esquema de una rectificadora cilíndrica de exteriores (Fuente: Boothroyd) La rectificadora cilíndrica de interiores, se caracteriza por cuanto el cabezal portamuela se ubica enfrentando a la pieza, además de girar a un número elevado de revoluciones (hasta un máximo de 35000 rpm), ya que la muela es normalmente de diámetro pequeño, pues debe ingresar en un agujero que posee la pieza a rectificar (como puede observase en la Figura 94, el resto de la configuración de la máquina es similar a la rectificadora cilíndrica de exteriores).
Figura 94: Esquema de una rectificadora cilíndrica de interiores (Fuente: Boothroyd)
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La más peculiar de las máquinas analizadas en este apartado, es la denominada rectificadora cilíndrica sin centros (Figura 95), que surge como una necesidad para poder rectificar pieza esbeltas (aquellas que poseen una relación largo/diámetro considerable) o simplemente piezas cortas de pequeño diámetro, las que no pueden ser rectificadas en rectificadoras cilíndricas de exteriores por cuanto, las primeras se flexionan (tienden a curvarse por la presión ejercida por la muela durante la pasada de rectificado), y las segundas, eliminan el espacio útil para los movimientos de trabajo. En estos casos especiales, se adopta el sistema de rectificado sin centros, que no requiere de órganos de fijación, como tampoco del centrado axial con los contrapuntos. El trabajo de rectificado resulta en general más sencillo y rápido, aunque de menor precisión. La máquina está construida con el principio de sostener la pieza mediante una regla de acero templado, mientras se la comprime entre la muela abrasiva (de mayor diámetro) y la rueda conducida.
Figura 95: Esquema de una rectificadora cilíndrica sin centros. Rectificadoras de superficies planas: Podemos distinguir dos tipos de máquinas: rectificadora tangencial plana y frontal plana (Figuras 96 y 97 respectivamente). En el caso de la rectificadora tangencial plana (Figura 96), la máquina se compone de una bancada, sobre la que se desplaza la mesa, en forma longitudinal con un movimiento rectilíneo y alternativo y en forma transversal, luego de completar cada movimiento longitudinal, para poder abarcar el ancho de la pieza a rectificar. Sobre la mesa se fija la pieza a trabajar (que en el caso de piezas de materiales ferrosos, se fija habitualmente en una mesa magnética intermediaria). Sobre la columna y por encima de la mesa se ubica el cabezal portamuela, que mediante un motor de una potencia importante (por citar un ejemplo, de unos 6 Kw), imprime el movimiento de rotación a la muela y permite fijar la profundidad de pasada.
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Figura 96: Esquema de una rectificadora tangencial plana (Fuente: Boothroyd) La rectificadora frontal plana, se caracteriza porque el área de contacto muela - pieza aumenta considerablemente respecto de la rectificadora tangencial plana (el contacto muela – pieza en este caso es una línea), lo que se traduce en una mayor capacidad de remoción de material, e induce a pensar que cuando se requiera una mayor productividad en el rectificado de superficies planas debe optarse por el rectificado frontal, aunque sea en desmedro de la precisión (Como puede observase en la Figura 97, el resto de la configuración de la máquina es similar a la rectificadora cilíndrica de exteriores).
Figura 97: Esquema de una rectificadora frontal plana (Fuente: Boothroyd) La muela abrasiva La herramienta de corte común a todas las rectificadoras es la denominada muela abrasiva, que no es otra cosa que un sólido de revolución constituido por un conglomerado de un número enorme de partículas abrasivas, unidas
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entre sí por medio de un aglutinante o liga. Esta herramienta remueve del material de trabajo pequeñas partículas, generando una viruta muy fina, similar a un polvillo metálico. Hay cinco factores que determinan las características de una muela abrasiva, cuya denominación se encuentra normalizada con el objeto de poder dar una identificación a la muela abrasiva, para cada aplicación particular. Los factores son los siguientes: 1) El tipo de abrasivo En la actualidad, se utilizan exclusivamente abrasivos artificiales (es decir, producidos por reacción química), destacándose: El carburo de silicio, obtenido accidentalmente por el Dr. Acheson en 1891, el cual sólo fue hallado en forma natural como parte de un meteorito en 1905. La dureza de este abrasivo es de 9,2 unidades en la escala Mohs y además de su elevada dureza tiene la particularidad de presentar aristas vivas que permiten trabajar materiales duros como el metal duro, y de baja resistencia a la tracción, como la fundición y los no ferrosos. Su denominación normalizada genérica es C. El óxido de aluminio, fue descubierto por el francés Gaudin en 1837, aunque su proceso de obtención comercial comenzó recién en 1894, como resultado del descubrimiento efectuado por el alemán Hasslacher, quien utilizó el esmeril (abrasivo natural con 35 a 70% de óxido de aluminio), para la obtención de óxido de aluminio. Presenta 9 unidades de dureza en la escala Mohs, y se emplea en el rectificado de aceros. Su denominación normalizada genérica es A. 2) El tamaño de grano Todos los abrasivos una vez sacados del horno de fabricación en forma de bloques, se reducen a granos por medio de máquinas trituradoras, de las cuales salen en diversas dimensiones que requieren una clasificación por tamaños. El sistema de clasificación es distinto según sea el volumen de dichos granos: se emplea un procedimiento a base de tamices para los tamaños más bastos y un sistema de decantación para los más finos. Normalmente el tamaño de grano se designa por un número que indica la cantidad de orificios que presenta el tamiz por pulgada lineal, a través del cual llega a pasar el grano en cuestión (este método es empleado para clasificar granos entre los números 8 a 240, abarcando el rango de tamaños empleados en muelas abrasivas para rectificado que se sitúa entre 36 a 220. Para este rango, las partículas consideradas esféricas, tienen un diámetro promedio entre 0,5 a 0,05mm). Es evidente que el tamaño de grano afecta a la terminación superficial y al régimen de remoción de viruta. Granos finos mejoran la terminación, pero poseen una baja capacidad de arranque de viruta.
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3) La dureza de la muela Aunque su nombre internacionalmente aceptado da lugar a confusiones (no debe interpretarse como la dureza del abrasivo), se entiende por dureza la resistencia con que los granos se encuentran ligados por el aglutinante. Una muela “blanda” posee capacidad de autoafilado, es decir, conforme se va utilizando, los granos ubicados en su periferia se van desgastando, hasta que pierden totalmente su capacidad de corte. Llegado ese punto, el grano se desprende, por cuanto aumenta la fuerza específica a que se encuentra sometido, dejando su lugar a un grano nuevo. La muela “blanda” presenta como inconveniente que no mantiene su forma ni su diámetro, afectando a la pieza que rectifica. A una muela “dura”, típica de las muelas de forma, si bien no presenta los inconvenientes citados, se le devuelve su capacidad de corte por medio de un reavivado o diamantado (cuando la herramienta de reavivado es un diamante), proceso que consiste en perfilar la muela con una herramienta de reavivado (Figura 98).
Figura 98: Herramientas de reavivado (Fuente: Figueras Blanch) La dureza de la muela se expresa mediante una letra que en orden alfabético y comenzando desde la D hasta la Z, va desde muy blanda hasta extra dura. 4) La estructura o porosidad El volumen total de una muela comprende tres volúmenes aditivos: el volumen de los granos abrasivos, el volumen del aglutinante y el volumen de los poros. La porosidad da una idea de la distancia media entre los granos abrasivos, y tiene influencia decisiva sobre la capacidad de disipación de calor de la muela, el acceso del refrigerante a la zona donde se produce el corte, y en el caso de usar una muela de estructura abierta, para facilitar la descarga de las virutas producidas. Se indica por medio de un número, comenzando en 0 para la cerrada y terminando en 12 para la super porosa. 5) El aglutinante o liga El papel del aglutinante en una muela abrasiva, además de vincular los granos abrasivos, es darle tenacidad a la misma.
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Para la fabricación de muelas para rectificadoras el aglutinante usado de manera casi excluyente es el cerámico o vitrificado, que permite velocidades de corte de hasta 45 m/s. Se lo indica por la letra V. Estamos ahora en condiciones de presentar una tabla (Tabla XXV), en la cual se sugieren para el caso exclusivo de rectificado cilíndrico, el código de muela a utilizar según la clase de trabajo y del material a rectificar. Tabla XXV: Especificación de la muela según el trabajo a efectuar (Fuente: Carborundum) Material Clase de trabajo Código de la muela General A 46 N 6 V Acero blando Terminación A 60 N 6 V General A 54 K 6 V Acero aleado Terminación A 60 J 6 V General A 46 K 6 V Acero templado Terminación A 80 J 6 V General A 46 J 6 V Acero inoxidable Terminación A 60 J 6 V Aluminio --C 54 J 4 V Bronce --C 54 L 4 V Condiciones de corte El rectificado cilíndrico exterior (Figura 99), es junto con el afilado de herramientas, el proceso de rectificado que consume mayor cantidad de muelas abrasivas, y que por ende se adopta normalmente como base para estudiar los procesos de rectificado.
Figura 99: Rectificado cilíndrico exterior (Fuente: Carborundum) Por ello, realizaremos a continuación un análisis de las condiciones de corte para dicho proceso (debemos recordar que en este tipo de rectificado, tanto la muela como la pieza poseen un movimiento de rotación).
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Velocidad tangencial de la pieza En la Tabla XXVI se recomiendan valores para la velocidad tangencial Vp de la pieza . Tabla XXVI: Valores para la velocidad tangencial de la pieza (Fuente: Figueras Blanch). Velocidad tangencial de la pieza Vp (m /min) Material Terminación Desbaste Acero 7,5 15 Fundición gris 7,5 15 Bronce 15 18 Aluminio 36 60 Velocidad periférica de la muela Las velocidades recomendables dependen en gran medida del tipo de aglomerante utilizado, y como esta velocidad es muy grande, comparada con la velocidad tangencial de la pieza, se acepta que la velocidad de corte del proceso, es la velocidad periférica de la muela. En la Tabla XXVII se recomiendan valores para la velocidad periférica Vm de la muela. Tabla XXVII: Valores para la velocidad tangencial de la muela (Fuente: Figueras Blanch) Velocidad periférica de la muela Vm Material (m / s) Acero 30 Fundición gris 25 Aluminio 35 Avance longitudinal: Se selecciona en función del ancho de la muela y la calidad del acabado que se desea obtener (a mejor terminación, menor avance por vuelta). Para desbastes, se utilizan avances por vuelta de 0.5 a 0.75 veces el ancho de la muela, mientras para terminación, de 0.1 a 0.125 veces. Profundidad de pasada: En líneas generales, se elegirán profundidades menores para materiales duros, a fin de que la muela se desgrane menos. La profundidad de corte va de 0.01 a 0.03 mm para rectificados medios, empleándose hasta 0.005mm en acabados finos. Sobrematerial de las piezas: Depende fundamentalmente de la la pieza. Para dar unos valores diámetro, en piezas de 3mm de 2.2mm en el diámetro, en piezas longitud.
operación previa y de las dimensiones de de referencia, van desde 0.3mm en el diámetro por 50mm de longitud, hasta de 250mm de diámetro por 1000mm de
Características técnicas Para completar la información comentada en el apartado sobre rectificado de superficies cilíndricas, detallamos a continuación en la Tabla XXVIII el
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listado de características técnicas correspondientes a una rectificadora cilíndrica de exteriores de la firma Rastelli modelo R5. Tabla XXVIII: Características técnicas de una rectificadora cilíndrica de exteriores (Fuente: Catálogo Rastelli) Característica técnica Valores admisibles Altura de los centros 130mm Longitud máxima de rectificado 500mm Diámetro: 400mm Dimensiones de la muela Espesor: 65mm Agujero: 127mm Rpm de la muela 1520 y 1950 rpm Rpm de la pieza 8 velocidades entre 50 a 490 rpm Velocidad de avance de la mesa Entre 0,05 a 8 m/min Potencia motor de la muela 5,5 HP Potencia motor de la pieza 0,5 HP Peso de la máquina 2400 kg
131
Bibliografía sobre procesos convencionales y CNC:
de
arranque
de
viruta,
no
-
Boothroyd G., Fundamento del corte de metales y de la Máquina-herramienta, Libros Mc Graw-Hill S.A., México (1978).
-
Micheletti G., Mecanizado por arranque de viruta, Editorial Blume, Barcelona, España (1980).
-
Ferré Masip R., La fábrica flexible, Marcombo Boixareu Editores, Barcelona, España (1988).
-
Gerling H., Alrededor de la máquina-herramienta, Tercera edición, Editorial Reverté, Barcelona, España (1992).
-
Sandvik, El mecanizado moderno, Sandvik Coromant Dpto. de Ediciones Técnicas, Suecia (1994).
-
Ferraresi D., Fundamentos da Usinagem dos Metais, Editora Edgard Blücher Ltda., Sao Paulo, Brasil (1995).
-
Stemmer C., Ferramentas de corte II, Imprensa Univesitaria Universidade Federal de Santa Catarina, Florianópolis, Brasil (1995).
-
Trent E. and Wright P., Metal Cutting, Fourth Edition, Butterworth Heinemann, USA (2000).
-
Arnone M., Mecanizado de alta velocidad y gran precisión, El Mercado Técnico, Bilbao, España (2000).
-
Shaw M., Metal Cutting Principles, Second Edition, Oxford Univesity Press, USA (2005).
-
Machinability Data Center, Machining Data Handbook, Third edition, Metcut Research Associates Inc., Cincinatti, USA.
-
López de Lacalle N., Mecanizado de alto rendimiento, Ediciones Técnicas Izaro, España (2005).
-
Bachs L., Cuesta J., Carles N. Aplicaciones industriales del láser, Marcombo S.A., Barcelona, España, 1988.
-
Dorronsoro Mendiguren M., La tecnología Láser, Editorial Mc GrawHill, Madrid, España,1996.
-
Momber A. y Kovacevic R., Principles of Abrasive Water Jet Machining, Springer-Verlag London, 1998.
-
Teoría y práctica de la electroerosión. ONA.
132
-
Semon G., Método práctico de mecanizado por electroerosión, Ateliers des Charmilles S.A., Ginebra (Suiza), 1978.
-
Mateos Díaz S. y otros, Punzonado de la chapa, Servicio de publicaciones de la Universidad de Oviedo, España.
-
Rossi M.,. Estampado en frío de la chapa, Novena edición, Barcelona (España), Editorial Hoepli, 1971.
-
De Brito O., Estampos de corte, Hemus Editora Limitada. Sao Paulo (Brasil).
-
Gonzalez Núñez, J., El control numérico y la programación manual de las máquinas-herramienta con control numérico, Bilbao (España), Urmo SA de ediciones.
-
Sánchez Galíndez J. y López de Lacalle N., Electroerosión: proceso, máquinas y aplicaciones, Publicaciones de la Escuela Superior de Ingenieros de Bilbao, España, 2006.
-
Figueras Blanch, M., Abrasivos, Marcombo S.A., Barcelona, España, 1979.
Algunas páginas webs de interés -
www.flowcorp.com (máquinas de corte por agua). www.bystronic.com (máquinas de corte por láser y agua). www.woma.gb.com (máquinas de corte por agua). www.omax.com (máquinas de corte por agua). www.trumpf.com (máquinas de corte por láser, agua y punzonadoras cnc). www.ctarg.com.ar (máquinas de electroerosión). www.ona-electroerosion.com (máquinas de electroerosión). www.agie-charmilles.com (máquinas de electreoerosión). www.euromac.com (máquinas punzonadoras de cnc). www.barton.com (abrasivos para corte por chorro de agua). www.coromant.sandvik.com (herramientas de corte). www.fagorautomation.com (controles numéricos y accesorios).
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Índice Procesos de arranque de viruta y no convencionales que se aplican en la industria metalmecánica Breve reseña del contenido................................................................
Pág.2
PROCESOS DE ARRANQUE DE VIRUTA
Pág.2
Introducción.....................................................................................
Pág.2
La máquina-herramienta
Pág.3
Movimientos principal de corte y alimentación...................................... Criterios de selección de una máquina-herramienta............................... Forma de la pieza............................................................................. Tamaño de la pieza........................................................................... Sistemas flexibles de manufactura (FMS)............................................. Definición......................................................................................... Introducción..................................................................................... Reseña histórica............................................................................... Componentes................................................................................... Componentes de los sistemas FMC...................................................... a) FMC de torneado........................................................................... b) FMC de fresado............................................................................. Equipos adicionales de los sistemas FMS............................................... El sistema de transporte.................................................................... Almacén de pallets............................................................................ Estaciones de carga........................................................................... Computadora central......................................................................... Cantidad de piezas a fabricar.............................................................. Precisión.......................................................................................... Características técnicas......................................................................
Pág.3 Pág.4 Pág.5 Pág.5 Pág.5 Pág.5 Pág.5 Pág.8 Pág.8 Pág.9 Pág.9 Pág.10 Pág.12 Pág.12 Pág.13 Pág.13 Pág.13 Pág.14 Pág.14 Pág.15
La herramienta de corte
Pág.17
Materiales empleados en la fabricación de herramientas de corte............. Reseña histórica............................................................................... Requerimientos de un material empleado para construir herramientas..... Descripción de los materiales y sus tratamientos................................... El acero rápido (AR).......................................................................... El acero rápido AISI M2..................................................................... Proceso de fabricación y tratamiento térmico………………………………............. Microestructura................................................................................. Algunos procesos y tratamientos que pueden ser aplicados sobre AR....... Acero rápido pulvimetalúrgico............................................................. Recubrimiento TiN-PVD...................................................................... Nitruración iónica.............................................................................. Tratamiento criogénico...................................................................... El metal duro................................................................................... Normalización de insertos intercambiables y portainsertos...................... Proceso de fabricación de metal duro...................................................
Pág.18 Pág.18 Pág.22 Pág.23 Pág.24 Pág.25 Pág.27 Pág.30 Pág.31 Pág.31 Pág.32 Pág.37 Pág.40 Pág.42 Pág.47 Pág.47
134
Recubrimiento CVD........................................................................... Pág.49 Dry machining o mecanizado en seco................................................... Pág.50 El mecanizado de alta velocidad.......................................................... Pág.52 Geometría de las herramientas de corte............................................... Pág.54 Angulo de ataque ............................................................................ Pág.55 Angulo de incidencia.......................................................................... Pág.56 Condiciones de corte
Pág.57
Problemas de selección de herramientas y condiciones de corte
Pág.62
CONTROL NUMÉRICO
Pág.64
La preparación del torno CNC
Pág.64
Introducción...................................................................................... Pág.64 Pág.64 Modo de operación: Tabla de herramientas........................................... Pág.68 Tipos de programación de controles numéricos...................................... Pág.68 Ejercicios de programación manual...................................................... Pág.69 Algunas preguntas para pensar............................................................ Pág.69 Los ciclos fijos de programación del torno CNC...................................... Pág.70 Algunas preguntas para pensar........................................................... Pág.71 Algunos trucos referidos a control numérico
Pág.72
1) Cómo se mide un inserto redondo?.................................................. 2) Metodología para la obtención de los factores de forma………………………… 3) Midiendo herramientas con un tool-setter………………………………………………. 4) Programación paramétrica de un canal tipo polea………………………………….. 5) Programación paramétrica de una probeta de tracción………………………….. 6) Programación paramétrica de un perfil parabólico………………………………….
Pág.72 Pág.73 Pág.74 Pág.75 Pág.77 Pág.78
PROCESOS DE CORTE NO CONVENCIONALES El proceso de corte por láser……………………………………………………………………
Pág.80
Reseña histórica……………………………………………………………………………………………. Principio de funcionamiento…………………………………………………………………………. Interacción del láser con la materia…………………………………………………………….. Características del láser de CO2………………………………………………………………….. Tipos de lásers industriales………………………………………………………………………….. Condiciones de operación en los procesos LBT……………………………………………. Máquina de corte por láser……………………………………………………………………………
Pág.80 Pág.80 Pág.81 Pág.82 Pág.83 Pág.85 Pág.86
El proceso de corte por chorro de agua…………………………………………………
Pág.87
Reseña histórica……………………………………………………………………………………………. Principio de funcionamiento…………………………………………………………………………. Interacción del AWJC con el material en proceso……………………………………….. Condiciones de operación para AWJC…………………………………………………………… Características del proceso AWJC………………………………………………………………….
Pág.87 Pág.87 Pág.90 Pág.91 Pág.93
135
