48667581 Eb 873

Autorizada la entrega del proyecto al alumno:

D. Luis Ángel Monterrubio Álvarez

EL DIRECTOR DEL PROYECTO

D. Mariano Jiménez Calzado

Fdo.: ............................................... Fecha: 16 / Junio / 2008

Vº Bº del Coordinador de Proyectos

D. José Ignacio Linares Hurtado

Fdo.: ............................................... Fecha: 03 / Julio / 2008

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

INGENIERO INDUSTRIAL

PROYECTO FIN DE CARRERA

ESTUDIO TÉCNICO Y ECONÓMICO PARA LA OPTIMIZACIÓN DEL PROCESO DE

TALADRADO EN ACERO F-1140 MEDIANTE EL ANÁLISIS GEOMÉTRICO DE LA BROCA Y LA

UTILIZACIÓN DE TÉCNICAS MQL

LUIS ÁNGEL MONTERRUBIO ÁLVAREZ

Madrid, Junio de 2008

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

Agradecimientos

Quiero expresar mi más sincero agradecimiento a todas aquellas personas e

instituciones que han contribuido a la realización de este Proyecto Fin de Carrera.

Inicialmente, y de manera muy especial, a mi Director de Proyecto, D. Mariano

Jiménez Calzado, que siempre ha estado a mi disposición y me ha impregnado de

conocimientos y predisposición al esfuerzo. No quiero olvidarme de D. Eduardo Castro

Lázaro, Director Técnico de HPS Tools, S.L., por todas las facilidades que ha puesto a

mi alcance, así como por su interés personal y trato cercano.

Dado que el proyecto se ha llevado a cabo en las instalaciones del

Departamento de Ingeniería Mecánica de la Escuela Técnica Superior de Ingeniería

(ICAI), también deseo agradecer la disponibilidad de los medios del Laboratorio de

Máquinas-Herramienta, así como del Laboratorio de Materiales. Éstos han hecho posible

el alumbramiento del presente documento.

Gracias.

Luis Ángel Monterrubio Álvarez


Resumen

El principal objetivo de este proyecto es verificar la validez de las condiciones de

corte calculadas en base a recomendaciones de fabricantes para el taladrado en acero

F-1140. Adicionalmente se pretender comparar la influencia en la vida de herramienta

del caudal de lubricante utilizado en la aplicación de la técnica de lubricación por

cantidades mínimas (MQL).

El estudio se llevará a cabo en acero F-1140, aleación de especial importancia

en la industria automovilística y agrícola. Asimismo, se pretende comparar la eficacia de

la técnica MQL en la durabilidad de la herramienta, frente a la utilización de emulsión

como refrigerante. Este proyecto pretende servir de ayuda para los usuarios de esta

herramienta y de la técnica de lubricación en el mecanizado de acero F-1140, así como

base para futuros estudios ampliados mediante el control de un mayor número de

variables.

En la primera parte del proyecto se realiza una tarea de investigación

bibliográfica a través de la cual se estudian los fluidos de corte, se detallan las

características a tener en cuenta en el mecanizado de acero, se plantean los sistemas

de lubricación alternativos, y se describen los distintos fenómenos de desgaste que se

producen en las herramientas durante el taladrado.

En segundo lugar se procede a la experimentación basándose en las

recomendaciones del instituto METCUT, así como en la norma ISO 8688 (Tool life

testing in milling), donde se especifica el procedimiento a seguir para la realización de

los ensayos y la obtención de resultados, en donde se estudiará la influencia del caudal

de lubricante en la durabilidad de la herramienta y los parámetros de desgaste

asociados.

Finalmente se realiza una presentación de resultados acompañada por un

amplio número de imágenes que facilitan la comprensión de los fenómenos de desgaste

producidos y el alcance de los mismos.



Tras el análisis de los resultados, se presentan un conjunto de conclusiones que

se desprenden de los datos experimentales obtenidos:

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

geometría de la broca experimentada para la operación de taladrado en acero F-1140,

por comparación de duración de la herramienta respecto a otras de similares

características, y en unas condiciones de corte superiores tanto en velocidad de giro

como velocidad de avance.

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

del parámetro de fuerza de avance (Fz) para la estimación del desgaste de la

herramienta mediante un análisis cualitativo. Observando la variación en el incremento

del valor de Fz, éste muestra una clara aceleración cuando la herramienta se encuentra

por encima del 80% de su vida útil.

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

sobre la potencia de corte Pc, en términos absolutos, de la componente que representa

la fuerza de avance Fz. No obstante, como se ha hecho notar anteriormente, su estudio

resulta fundamental para la determinación de una correlación entre dicho valor y la vida

útil de la herramienta.

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

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

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

aproximadamente, con la aparición del chirrido constante en la operación de taladrado.

Este fenómeno está asociado, tanto a la falta de lubricación en combinación con una alta

velocidad de corte, como al desgaste del filo de la herramienta.

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

ensayo, es reseñable hacer notar que su mayor aumento coincide con la finalización de

la vida útil de la herramienta. Por tanto, este efecto permite establecer igualmente una

correlación entre la evolución de la potencia de corte y la llegada al final de la vida útil de

la herramienta.



Abstract

The principal objective of this project is to check the cutting conditions, calculated

on the basis of manufacturer’s recommendations, in drilling on F-1140 steel. Additionally,

it is supposed to compare the influence in tool life of the amount of lubricant used in the

application of minimal quantities of lubrication (MQL).

The study takes itself to drilling of F-1140 steel, which takes special importance

in the aeronautical and agricultural industries. Likewise, it is supposed to compare the

efficiency of the MQL technology in tool life, taking into consideration the utilization of

emulsion as coolant. This project tries to be of help for users of this tool, and users of the

MQL technology on drilling of F-1140 steel, as well as a base for future studies taking

into account the control of a large number of variables.

In the first part of the project a bibliographical investigation is performed through

which the cutting fluids are studied; the characteristics are detailed bearing in mind the

machining of steel; the alternative systems of lubrication and cooling are shown; and the

different phenomena of wear that are produced in the tools during the drilling process are

described.

Secondly, one proceeds to the experimentation complying with METCUT

Institute’s recommendations, as well as the ISO 8688 (Tool life testing in milling), where

the procedure to follow for the performance of the tests and acquisition of the results is

specified, in which the influence of the amount of lubricant in tool life and the associated

wear parameters will be studied.

Finally, the results are presented accompanied by a wide number of images that

facilitate the comprehension and the scope of the wear phenomena that are produced.

After the analysis of the results, a set of conclusions based on the data obtained

from the experiment are put forth:



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

drilling operations on F-1140 steel by comparing the tool life obtained with other tools

with similar characteristics, and in a higher cut conditions such as turning speed and feed

rate.

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

force parameter (Fz) for estimating the tool wear through a qualitative analysis. Noting

the change in the increased value of Fz, it shows a clear acceleration when the tool is

above 80% of its useful life.

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

cut-off power Pc, in absolute terms, of the component represented by the feed force

parameter (Fz). However, as has been noted previously, its study is essential for

determining a correlation between that value and tool life.

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

drilling operations on F-1140 steel.

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

approximately, with the appearance of constant chirping noise during the drilling

operation. This phenomenon is linked both to the lack of lubrication in combination with a

high-speed cutting as the wear of the edges of the tool.

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

remarkable to note that its biggest increase coincides with the end of the tool life.

Therefore, this effect also makes it possible to establish a correlation between the

evolution of the power cut-off and the arrival at the end of the tool life.



ÍNDICE GENERAL

Lista de Símbolos. ……………………………………………………………………………...V

Índice de Figuras. ……………………………………………………………………………..VII

Índice de Tablas. ………………………………………………………………………………..X

CAPÍTULO 1: INTRODUCCIÓN. ………………………………………………………… …..01

1.1. INTRODUCCIÓN. ……………………………………………………………….01

CAPÍTULO 2: OBJETIVOS. ………………………………………………………………….. 04

2.1. OBJETIVOS. ……..……………………………………………………………….05

CAPÍTULO 3: ESTADO DEL ARTE. ………………………………………………………... 06

3.1. LOS FLUIDOS DE CORTE. ......................................................................... 07

3.1.1. Tipos de fluidos de corte. ………………………………………............07

3.1.2. Taladrinas. ………………………………………………………………..07

3.1.3. Funciones de los fluidos de corte. …………………………………….. 10

3.1.4. Catalogación de los fluidos de corte. ………………………………. …10

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

3.1.6. Alternativas a la utilización de fluido de corte convencional. … …….12

3.1.6.1. Mecanizado en seco. ………………………………………...… ..13

3.1.6.2. Técnica MQL con fluidos biodegradables y no tóxicos. …….. .16

3.1.6.3. Gases refrigerantes. ……………………………………………...18

3.1.6.4. Proceso Coldcut. ………………………………………………….19

Luis Ángel Monterrubio Álvarez I


3.2. SISTEMAS DE LUBRICACIÓN POR CANTIDADES MÍNIMAS (MQL). …. .21

3.2.1. Ventajas de utilización de la técnica MQL. …………………… ……...24

3.2.2. Sistemas de suministro. ……………………………………………… ...25

3.2.3. Lubricantes. ………………………………………………………………27

3.3. MECANIZADO DE ACEROS Y FUNDICIONES. ………………..………….. 28

3.3.1. Relación entre las fases presentes y su facilidad de mecanizado… 29

3.3.2. Mecanizado de aceros. ..………………………………………..…….. 31

3.3.3. Mecanizado de fundiciones. ……………………………………………32

3.3.4. Características de la aleación F-1140. ………………..………………34

3.4. DESGASTE DE HERRAMIENTAS. ……………………………………………36

3.4.1. Factores que actúan sobre el filo de corte. …………………………...37

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

3.4.2.1. Desgaste por abrasión. …………………………………………..40

3.4.2.2. Desgaste por difusión. …………………………………………...40

3.4.2.3. Desgaste por oxidación. …………………………………………41

3.4.2.4. Desgaste por fatiga (estático o dinámico). …………………….41

3.4.2.5. Desgaste por adhesión. ………………………………………….41

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

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

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

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

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

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

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

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

Luis Ángel Monterrubio Álvarez II


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

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

3.4.4. Desgaste en herramientas de fresado y taladrado. ………………….53

3.4.4.1. Desgaste de la superficie de desprendimiento. ……………….53

3.4.4.2. Desgaste de la superficie de incidencia. ……………………….54

3.4.4.3. Tipos de desgaste en herramientas frontales. ………………...55

3.4.4.4. Criterios de duración de una herramienta. …………………….60

3.4.5. Duración o vida de la herramienta. ……………………………………61

3.4.5.1. Ecuación de Taylor básica y extendida. ………………………..62

3.4.5.2. Teoría de Kronenberg. …………………………………………...63

3.4.5.3. Teoría de Denis. …………………………………………………..66

3.4.5.4. Ensayos para la mejora de procesos. ………………………….68

3.5. ANÁLISIS DE LAS FUERZAS DE CORTE EN EL TALADRADO. …………70

3.5.1. Parámetros de corte en el taladrado. …………………………………70

3.5.2. Medición de las fuerzas de corte. …..…………………………………74

3.5.3. Análisis paramétrico de las fuerzas de corte. …………..……………80

CAPÍTULO 4: METODOLOGÍA EXPERIMENTAL. ………………………………………...84

4.1. METODOLOGÍA ADOPTADA. …………………….…………………………...85

4.1.1. Preparación de piezas de trabajo. ……………………………………..87

4.1.2. Elección de la herramienta. …………………………………………….88

4.1.3. Cálculo de condiciones de corte. ………………………………………89

4.1.4. Programación del centro de mecanizado. …………………………….91

4.1.5. Instalación y adaptación del equipo MQL. ……………………………94

4.1.6. Instalación y calibración de la mesa dinamométrica. …..……………96

Luis Ángel Monterrubio Álvarez III


4.1.7. Organización y realización de sesiones de taladrado. ……………...97

4.1.8. Mediciones de las fuerzas de corte. ……..…………………………….99

4.2. EQUIPOS. ……………………………………..………………………………...100

4.2.1. Centro de mecanizado. ………………………………………..………100

4.2.2. Equipo de MQL externo. ……………………………………………...103

4.2.3. Microscopio estereoscópico. ………………………………………….106

4.2.4. Durómetro. ……………………………………………………………….107

4.2.5. Sierra alternativa. ……………………………………………………….108

4.2.6. Mesa dinamométrica. …………………………………………………..109

4.3. MEDIDAS EXPERIMENTALES. ………………………………………..…….113

4.3.1. Medición de la fuerza de avance (Fz). ..………………………….….113

4.3.2. Medición del momento de corte (Mz). ……………………………....114

CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN. …………………………………………....116

5.1. OBTENCIÓN DEL VALOR DE VIDA DE HERRAMIENTA. ……..………...117

5.1.1. Evolución de las variables en los ensayos. ………………………....118

5.2. RELACIONES Y COMPARACIÓN DE RESULTADOS. …………………...122

CAPÍTULO 6: CONCLUSIONES Y TRABAJOS FUTUROS. …………………………...124

6.1. CONCLUSIONES. ……………………………………………………………...125

6.2. TRABAJOS FUTUROS. ……………………………………………………….127

ANEXO A: INFORMACIÓN GRÁFICA. ………………..………………………………….128

Bibliografía. …………………………………..………………………………………………136

Luis Ángel Monterrubio Álvarez IV


Lista de Símbolos

α Ángulo de incidencia de la herramienta de corte

β Ángulo de filo de la herramienta de corte

λ Ángulo de inclinación de la herramienta de corte

γ Ángulo de desprendimiento de la herramienta de corte

ae Profundidad axial de corte

ar Profundidad radial de corte

BUE Filo Recrecido

BUL Capa Recrecida

CAM Manufacturado Asistido por Ordenador

CF Desgaste por fallo catastrófico

CH Desgaste por Chipping

CH 1 Desgaste por Chipping uniforme

CH 2 Desgaste por Chipping no uniforme

CNC Control Numérico Computerizado

CR Desgaste por grietas

CR 1 Desgaste por grietas perpendiculares al filo de corte

CR 2 Desgaste por grietas paralelas al filo de corte

CR 3 Desgaste por grietas irregulares

CVB Constante de duración de la herramienta a un desgaste dado

EDTA Ácido etilendiaminotetraacético

FL Desgaste por descascarillado

fz Avance por diente

HR(A,B,C) Dureza Rockwell (escalas A, B o C)

Luis Ángel Monterrubio Álvarez V


HV Dureza Vickers

ISO Organización Internacional de Estandarización

KT Desgaste de la cara de desprendimiento

KT 1 Desgaste de cráter

MQL, MMS Lubricación por Cantidades Mínimas

n Constante de Taylor

PCD Diamante Policristalino

Ra Valor de rugosidad medio

T Tiempo de duración de la herramienta

Tr Tiempo de duración de la herramienta de referencia

TVB Tiempo de duración de la herramienta a un desgaste dado

UNE Una Norma Española

VB Desgaste de flanco

VB 1 Desgaste de flanco uniforme

VB 2 Desgaste de flanco no uniforme

VB 3 Desgaste de flanco localizado

vc Velocidad de corte

vr Velocidad de corte de la herramienta de referencia

Z Número de dientes de la herramienta de corte

Luis Ángel Monterrubio Álvarez VI


Índice de Figuras

Figura 1 Detalle de herramienta con recubrimiento ……………………………………..14

Figura 2 Esquema de un sistema MQL interno ………………………………………….17

Figura 3 Esquema de un sistema MQL externo ………………………………………….18

Figura 4 Modelo de sistema de gas refrigerante de ITW Vortec ……………………….19

Figura 5 Parámetros de influencia en la vida de herramienta ………………………….22

Figura 6 Diagrama de comparación de costes …………………………………………...23

Figura 7 Boquilla de suministro de un sistema MQL externo …………………………..25

Figura 8 Herramienta apta para la lubricación interna …………………………………..26

Figura 9 Macho de roscar con lubricación interna ……………………………………….27

Figura 10 Diagrama Dureza – Temperatura de materiales de herramientas de corte...33

Figura 11 Diagrama Resistencia al desgaste – Tenacidad de materiales de

herramientas de corte …………………………………………………………….34

Figura 12 Zona de influencia de los factores de desgaste ……………………………….38

Figura 13 Fenómenos básicos de desgaste ……………………………………………….39

Figura 14 Clasificación de los tipos de desgaste ………………………………………….43

Figura 15 Desgaste de flanco de incidencia ……………………………………………….44

Figura 16 Desgaste de cráter ………………………………………………………………..45

Figura 17 Deformación plástica……………………………………………………………...46

Figura 18 Mellado ……………………………………………………………………………..47

Figura 19 Fisura térmica ……………………………………………………………………..48

Figura 20 Fisuras por fatiga mecánica ……………………………………………………...49

Figura 21 Astillado …………………………………………………………………………….50

Figura 22 Fractura …………………………………………………………………………….51

Luis Ángel Monterrubio Álvarez VII


Figura 23 Filo de aportación (BUE) …………………………………………………………52

Figura 24 Desgaste en incidencia muy desarrollado en metal duro recubierto P35 …..54

Figura 25 Posibles desgastes en fresas frontales para ranurado ……………………….55

Figura 26 Desgaste uniforme de flanco (VB 1) …………………………………………….56

Figura 27 Desgaste de flanco no uniforme (VB 2) ………………………………………...56

Figura 28 Desgaste de flanco localizado (VB 3)…………………………………………...57

Figura 29 Desgaste de cráter (KT 1) ………………………………………………………..57

Figura 30 Chipping uniforme (CH 1) ………………………………………………………..58

Figura 31 Chipping no uniforme (CH 2) …………………………………………………….58

Figura 32 Descascarillado (FL) ……………………………………………………………...59

Figura 33 Tipos de grietas (CR) ……………………………………………………….…….59

Figura 34 Fallo catastrófico (CF) …………………………………………………………….60

Figura 35 Diagrama de vida de herramienta frente a vc con variación en el avance ….61

Figura 36 Gráfica de Denis. ……………………………………………………………..….67

Figura 37 Descomposición de la fuerza total de corte. ……………………………………76

Figura 38 Diagrama típico fuerza-tiempo (F-t) en un proceso de cilindrado. …………..79

Figura 39 Diagrama de flujo del desarrollo del proyecto. …………………………….….86

Figura 40 Pieza de trabajo después de una sesión de taladrado. ….……………….….87

Figura 41 Diagrama de flujo de la preparación de piezas de trabajo. ………………….88

Figura 42 Dimensiones de la broca HA3D*6-LK de HPS utilizada en el ensayo. ……..88

Figura 43 Broca HA3D*6-LK de HPS Tools. …………………..……………………….….89

Figura 44 Programación de las operaciones de taladrado con Catia V5 R15. …….….92

Figura 45 Agujeros generados por el programa diseñado para el ensayo. ……………93

Figura 46 Diagrama de flujo de la instalación del equipo de MQL. ………………….….94

Figura 47 Situación del equipo MQL en el centro de mecanizado. ………………….….95

Luis Ángel Monterrubio Álvarez VIII


Figura 48 Esquema de montaje para la medición de las fuerzas de corte. …………….96

Figura 49 Organización de las sesiones de taladrado. ………………………………….97

Figura 50 Centro de mecanizado Hartford HV-35. ……………………………………….100

Figura 51 Esquema en planta del centro de mecanizado Hartford HV-35. …………..102

Figura 52 Esquema del equipo MQL modelo Smart de Vogel. ………………………..103

Figura 53 Esquema de funcionamiento del equipo MQL modelo Smart de Vogel. ....105

Figura 54 Equipo MQL modelo Smart de Vogel. …………………………………….….105

Figura 55 Microscopio estereoscópico modelo SZH de Olympus. …………………….106

Figura 56 Durómetro Hoytom, tipo 1003 A. ……………………………………………...107

Figura 57 Sierra alternativa hidráulica SH260 del fabricante Sabi. ………………..….108

Figura 58 Medición de la fuerza de avance (Fz). ………………………………………..111

Figura 59 Esquema de planta de la mesa dinamométrica 9257B de Kistler. ………..111

Figura 60 Alzado y perfil de la mesa dinamométrica 9257B de Kistler. ……………….112

Figura 61 Esquema de conexión de la mesa dinamométrica 9257B de Kistler. …….112

Figura 62 Medición de la fuerza de avance (Fz). ………………………………………..114

Figura 63 Medición del momento de corte (Mz). ………………………………………..115

Figura 64 Evolución de las fuerzas de corte con emulsión al 6 %. …………………….119

Figura 65 Evolución de potencia de corte con emulsión al 6 %. ……………………….119

Figura 66 Vida de herramienta en taladrado de acero F-1140. ………………………..122

Figura 67 Comparativa vida de herramienta entre emulsión y MQL. ………………….123

Luis Ángel Monterrubio Álvarez IX


Índice de Tablas

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

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

Tabla III Tipos de sistemas de lubricación ………………………………………………..12

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

Luis Ángel Monterrubio Álvarez X


Capítulo 1

Introducción

En este capítulo se va a tratar de situar de un modo muy breve

el contexto de la realización del presente proyecto, explicar las

tendencias que afectan al mundo del mecanizado en general, y más

concretamente, a los sistemas de lubricación y refrigeración utilizados

en el mismo.

Luis Ángel Monterrubio Álvarez - 1 -


1. INTRODUCCIÓN

En el panorama industrial actual, los sistemas de fabricación se centran en

obtener productos de gran calidad con unos costes y tiempos de producción adecuados

a la demanda. La supervivencia de muchas empresas radica en el valor añadido que son

capaces de aportar a sus productos.

Los procesos de fabricación, para alcanzar los niveles de mejora deseados, se

encuentran en constante evolución y de entre ellos, los procesos de conformado por

eliminación de material, usualmente conocidos como procesos de mecanizado, son

quizás los que más están evolucionando en la actualidad, debido a su versatilidad y

amplia utilización.

En los últimos años se está asistiendo a una constante innovación en lo

referente a sistemas de producción, y dentro de ellos en los procesos de mecanizado.

Muchos han sido los avances, pero podrían resumirse todos ellos en la idea común de

acercarse de un modo más científico al mecanizado, es decir, fundamentado en el

conocimiento profundo de los procesos y no solamente en la aplicación de esquemas de

producción ya probados anteriormente.

En este contexto se plantea la realización de este proyecto, que pretende

ahondar en el conocimiento de una técnica de lubricación que puede transformar por

completo, y de hecho ya lo está haciendo, el panorama industrial en cuanto al

mecanizado se refiere.

Esta nueva técnica de lubricación, conocida como lubricación por cantidades

mínimas (MQL), se basa en la pulverización de una mínima cantidad de lubricante en

forma de aerosol sobre la zona de corte. La aplicación de esta técnica se puede realizar

externamente, como es objeto de análisis en el presente proyecto, mediante el

suministro del lubricante arrastrado por un flujo de aire a presión a través de boquillas.

Alternativamente, la técnica de lubricación por cantidades mínimas se puede aplicar

internamente, esto es, realizando el suministro de aire y lubricante a través del husillo de

la máquina y por el interior de la herramienta.



Debido a las limitaciones temporales, el proyecto se acota a ensayar una

operación común de taladrado en una aleación de hierro-carbono (acero F-1140) muy

utilizada en piezas para maquinaria agrícola y para el automóvil en general. Se pretende,

de esta forma, que los resultados en cuanto a caudal idóneo de lubricante MQL sean de

utilidad en la industria del sector que se ha decidido por esta tecnología.

La obtención de estos resultados se realizará mediante ensayos de vida de

herramienta conforme a lo estipulado en las recomendaciones METCUT, e intentando

obtener las conclusiones que permitan cumplir con los objetivos fijados para este

proyecto.



Capítulo 2 Objetivos

La fijación y persecución de unos objetivos concretos acotan la

realización de cualquier proyecto de investigación. He aquí los

objetivos que humildemente se van a tratar de alcanzar por el autor

del presente proyecto, y que intentan cubrir tanto el área técnica

como el plano de desarrollo personal.



2. OBJETIVOS

Los objetivos principales que motivan la realización de este proyecto se pueden

resumir en los siguientes puntos:

Verificación de las condiciones de corte calculadas en base a recomendaciones

de fabricantes de herramientas, en su aplicación al mecanizado con lubricación

por cantidades mínimas (MQL).

Optimización de los parámetros de funcionamiento (caudal de lubricante, presión

de trabajo, orientación de las boquillas, etc.…) del equipo de lubricación por

cantidades mínimas (MQL) según el criterio de vida de la herramienta.

Validación de la geometría de la broca por comparación según el criterio de vida

de la herramienta mediante la medición de las fuerzas de corte durante el

ensayo.

Además de contemplar los objetivos principales anteriormente enunciados, el

presente proyecto recoge de igual modo una serie de motivaciones y objetivos que se

podrían denominar secundarios por contenerse implícitos en la consecución del mismo,

y que se resumen a continuación:

Profundización en el manejo de un centro de mecanizado con control numérico,

así como de un sistema CAM (en este caso Catia V5 R15) para el desarrollo del

programa de mecanizado.

Adquisición de los conocimientos teóricos necesarios para la elección del tipo de

herramienta, condiciones de corte y estimación de vida de herramienta según

métodos clásicos (Taylor), así como recomendaciones de los fabricantes.

Desarrollo personal en el ámbito de la investigación, y fomento del mismo entre

el resto de alumnos.



Capítulo 3 Estado del Arte

En este capítulo se realiza un recorrido por la situación actual

en el mundo de los refrigerantes utilizados en el mecanizado,

haciendo hincapié en la técnica MQL. Al mismo tiempo se descubren

los factores determinantes en lo concerniente al mecanizado de

acero, y se realiza un extenso repaso de los fenómenos y tipos de

desgaste de las herramientas de corte.



3. ESTADO DEL ARTE

3.1. LOS FLUIDOS DE CORTE

Los fluidos de corte se utilizan en la mayoría de las operaciones de mecanizado

por arranque de viruta. Estos fluidos, generalmente en forma líquida, se aplican sobre la

zona de formación de la viruta, para lo que se utilizan aceites, emulsiones y soluciones.

La mayoría de ellos se encuentran formulados en base a un aceite de base mineral,

vegetal o sintético, siendo el primero el más utilizado, pudiendo llevar varios aditivos

(antiespumantes, aditivos extrema presión, antioxidantes, biocidas, solubilizadores,

inhibidores de corrosión...).

3.1.1. Tipos de fluidos

Los principales tipos de fluidos de corte utilizados para el mecanizado son:

Aceites íntegros.

Emulsiones oleosas.

Soluciones semi-sintéticas.

Soluciones sintéticas.

En la mayoría de los casos contienen aditivos azufrados de extrema presión, en

un 70% de los casos parafinas cloradas, y cada vez más, aceites sintéticos (poliglicoles

y ésteres). Es frecuente la adición de lubricantes sólidos como grafito, MoS2 o ZnS2.

3.1.2. Taladrinas

Los tres últimos tipos mencionados anteriormente son soluciones acuosas

diluidas al 3,5% como media, y reciben el nombre genérico de taladrinas. El pH de las

mismas se sitúa en un ámbito ligeramente alcalino (pH 8-10).



Las taladrinas pueden contener todas o parte de las sustancias que se

enumeran a continuación:

Aceites minerales (de tendencias nafténica o parafínica).

Aceites animales o vegetales.

Aceites sintéticos (alquilbencenos…).

Emulgentes:

- Catiónicos.

- Aniónicos (como Na2SO4).

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

Inhibidores de corrosión:

- Nitritos (NaNO2, nitrito de diciclohexilamonio…).

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

- Boratos (bacterioestático) y carbonatos.

- Otros (ácido butilbenzoico…).

Bactericidas – fungicidas (como fenoles, formoles, pentaclorofenoles…).

Aditivos de extrema presión:

- Parafinas cloradas.

- Aditivos sulfurados.

- Aditivos fosforados (dialquilfosfato de cinc…).

- Aceites minerales grasas, alcoholes…

Humectantes o estabilizantes (como poliglicoles, alcoholes y fosfatos de

aminas).

Antiespumantes (siliconas como dimetilsiloxan).

Colorantes.

Acomplejantes (EDTA).

Metales pesados (molibdeno, cinc).



Las taladrinas se presentan como concentrados que posteriormente son diluidos

en el momento de su utilización con agua en proporciones entre un 1,5% y un 15% de

volumen. Las taladrinas se pueden dividir en tres tipos:

a) Las emulsiones de aceite (mineral, sintético o vegetal/animal)

El concentrado se diluye al 4% como media (entre 2,5% y 15% según la clase) y

contiene como base un 60% de aceites minerales, aproximadamente un 20% de

emulgentes, un 10% de agua y un 10% de aditivos varios (anticorrosivos, bactericidas,

aditivos de extrema presión). Su uso se extiende a operaciones en las que la función

lubrificante de la taladrina es prioritaria como es la laminación, la extrusión, la

deformación (estampación y embutido).Es frecuente el uso de las taladrinas más

concentradas (15%) como protección de metales, es decir, para crear una capa

protectora anticorrosiva sobre superficies metálicas.

b) Las taladrinas semisintéticas

El concentrado se diluye al 4% como media (entre el 1,5% y 5%) y contiene

como base cerca de 20% de aceite mineral o sintético, un 30% de emulgentes, un 40%

de agua y un 10% de aditivos varios (importante porcentaje de bactericidas). Su uso se

extiende a operaciones en las que lubricación y refrigeración son importantes como es el

mecanizado (taladrado, fresado...).

c) Las taladrinas sintéticas

El concentrado se diluye el 2,5% (entre el 1,5 y el 12%) y contienen además de

15% de anticorrosivos, hasta un 25% de humectantes (glicoles), etc. (facultativo). Un

10% de aditivos varios y un 50-75% de agua. Su uso se extiende a operaciones en las

que la función refrigerante de la taladrina es prioritaria como el rectificado y la protección

antioxidante.



3.1.3. Funciones de los fluidos de corte

a) Lubricación

Reducir el coeficiente de fricción entre la herramienta y la pieza y entre la

herramienta y la viruta que está siendo eliminada.

b) Refrigeración

El fluido debe eliminar el elevado calor que se produce en la operación de

mecanizado.

c) Eliminación de viruta

El fluido debe retirar eficientemente la viruta lejos de la zona de operación para

no interferir en el proceso y permitir la calidad superficial requerida.

d) Protección frente a la corrosión

El fluido acuoso podría oxidar y corroer la pieza, la herramienta o la máquina;

para evitarlo las formulaciones incorporan protectores frente a la corrosión.

3.1.4. Catalogación de los fluidos de corte

Los fluidos de corte son productos industriales regulados por la norma ISO

6743/7-1986 (E) que los cataloga como productos industriales ISO-L-M. (M - Familia

Metalworking"). (L – Clase "Lubricants"). La mencionada norma divide los fluidos en dos

categorías:

MH o Aceites Puros.

MA o Fluidos Acuosos.

En las tablas I y II podemos apreciar la clasificación de los fluidos de corte

(según ISO 6743/7-1986 (E))



Código ISO-L Tipo de Producto y principales propiedades

Aceites minerales

o fluidos sintéticos

OtrosPropiedades

reductoras de la fricción

Propiedades Extrema Presión químicamente no

activas

Propiedades Extrema Presión

químicamente activas

No

MHA *

MHB * *

MHC * *

MHD * *

MHE * * *

MHF * * *

MHG * Grasas

Aceites Puros

MHH * Jabones

Tabla I – Clasificación y propiedades de los Aceites Puros.

Código ISO-L Tipo de producto y principales propiedades

Emulsiones Micro emulsiones Soluciones Otros

Propiedades reductoras de

la fricción

Propiedades Extrema presión

No

MAA *

MAB * *

MAC * *

MAD * *

MAE *

MAF * * y/o *

MAG *

MAH * * y/o *

Fluidos acuosos

MAI * Grasas Pastas

Tabla II – Clasificación y propiedades de los Fluidos Acuosos.



3.1.5. Tipos de sistemas de lubricación

En la tabla III se describen los tipos de sistemas de lubricación para centros de

mecanizado en función del número de máquinas que se controlen y la filosofía de

mantenimiento de cada emplazamiento.

Asimismo, se enumeran las ventajas y desventajas de cada tipo en función del

mantenimiento, economía, flexibilidad y riesgo de accidente.

VENTAJAS INCONVENIENTES

INDIVIDUAL

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

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

• Mantenimiento laborioso de los baños.

• Varios tipos de fluidos de corte en uso.

• Posibilidad de baños frecuentemente en desuso.

CENTRALIZADO

• Labores de mantenimiento y control simplificadas.

• Unificación del tipo de fluido de corte en uso.

• Toda la masa de fluido constantemente en movimiento y homogeneización.

• Condiciones de compra más ventajosas por cantidad.

• Riesgo grande.

• Los periodos de cambio paralizan la producción.

Tabla III – Tipos de sistemas de lubricación.

3.1.6. Alternativas a la utilización de fluido de corte convencional

En vista de los problemas ambientales y de salud para los operarios en contacto

con los fluidos de corte, se viene prestando especial atención a la eliminación de los

fluidos de corte de los procesos productivos o a remplazar sus bases lubricantes por

otras biodegradables, no tóxicas y respetuosas con el medio ambiente. Actualmente bajo



el término "biodegradable" se incluyen aceites vegetales, poliglicol éteres y ésteres

sintéticos, y entre los ésteres, diésteres, polyol ésteres y fosfato ésteres.

De hecho, el mecanizado en seco o con estos fluidos de corte alternativos, se ha

convertido en tema prioritario de investigación en aquellos países de la UE donde los

costes de gestión de los residuos encarecen notoriamente los procesos de fabricación

con fluidos convencionales. La mayoría de ellos se están realizando en Alemania,

liderados por empresas tan significativas como Bosch, BMW y Mercedes Benz. Sin duda

la demanda de la sociedad por el respeto al medio ambiente afecta también a nuestra

industria con una presión todavía incipiente pero sin duda creciente, por lo que conviene

ir actualizando nuestros sistemas productivos a las nuevas exigencias.

Se presentan cuatro alternativas a la utilización de los fluidos de corte

convencionales:

Mecanizado en seco.

Técnicas MQL con fluidos de corte biodegradables y no tóxicos.

Gases refrigerantes.

Proceso Coldcut.

3.1.6.1. Mecanizado en seco

El mecanizado en seco supone la eliminación completa del fluido de corte. De

forma que cuando se desempeña un proceso de este tipo, se deben adoptar medidas

para que las funciones que normalmente ejerce el fluido sean asumidas por otros

medios.

Para implantarlo se requiere realizar un profundo análisis de las condiciones

límites de la operación en conjunción con el conocimiento detallado de las complejas

interacciones asociadas al proceso, entre la herramienta de corte, la pieza a mecanizar y

la máquina herramienta. Sobre esta base, se pueden identificar y adoptar medidas y

soluciones para lograr implementar el mecanizado en seco.



Los factores a los que se les otorga mayor influencia en el desgaste de la

herramienta son la adhesión y la abrasión para velocidades de corte bajas y la difusión y

la oxidación a altas velocidades y elevadas temperaturas de corte. En consecuencia, el

material de la herramienta debe presentar baja tendencia a la adhesión con el material

de la pieza así como elevada dureza y resistencia al desgaste a alta temperatura. Los

materiales de herramientas actualmente disponibles, responden de desigual forma a las

mencionadas características.

Las herramientas recubiertas son ejemplo de materiales que permiten que el

mecanizado en seco se extienda a áreas en las que los lubricantes se consideran

actualmente como esenciales. Los avances en el campo de los materiales de corte están

contribuyendo a la eliminación de los lubricantes, incluso en el caso de operaciones que

se consideran extremadamente difíciles debido a la complejidad de la geometría de la

herramienta y/o a la cinemática del proceso. En la figura 1 se aprecia en detalle la

sección de la capa superficial de una herramienta recubierta, apta para su uso en

mecanizado en seco.

Figura 1 – Detalle de herramienta con recubrimiento.



Un tema estrechamente relacionado con el mecanizado en seco es la creciente

substitución del rectificado por procesos de mecanizado con filos de corte

geométricamente definidos (mecanizado duro). Mientras el uso de los fluidos de corte es

esencial en casi todas las operaciones de rectificado, estas piezas templadas se pueden

tornear en seco utilizando herramientas cerámicas.

La energía mecánica introducida en el proceso de corte se transforma casi

íntegramente en calor. Mientras en el mecanizado húmedo la mayor parte del calor del

mecanizado es absorbido y extraído por el refrigerante, en el mecanizado en seco, la

herramienta, la pieza y la máquina están sujetas a mayores niveles de tensión térmica,

lo que puede traducirse en desviaciones dimensionales y de forma en las piezas. El

diseño del proceso de mecanizado en seco debe tener muy en cuenta este aspecto.

El nivel de precisión alcanzable de la pieza en condiciones de mecanizado en

seco depende principalmente de la cantidad de calor que recibe y de sus dimensiones

geométricas. Resulta esencial diseñar el proceso de corte de forma que minimice la

cantidad de calor transferido a la pieza.

En general, se puede decir que las operaciones de mecanizado en seco son

siempre posibles cuando la pieza no requiere gran precisión dimensional de forma.

Un factor secundario que ejerce influencia sobre la precisión de las piezas es el

comportamiento de la máquina cuando no se usa refrigeración. La refrigeración además

de extraer las virutas y limpiar los elementos de guiado también reduce la temperatura

de los componentes de la máquina, lo que garantiza un mecanizado de precisión. Esta

función no se cumple en el mecanizado en seco. Se necesitan tomar medidas

especiales para garantizar que las virutas calientes se extraigan rápida y eficazmente de

la zona de corte, y que se compense el calor introducido en los elementos de la

máquina. Esto representa un desafío para los fabricantes de máquina-herramienta,

desarrollar un concepto de máquina adaptado para cumplir con las necesidades

específicas del mecanizado en seco. Los usuarios que tratan de invertir en una máquina

deberían añadir la capacidad de mecanizar en seco a las especificaciones que reúne el

fabricante.



De hecho en la práctica, si el mecanizado en seco no ha desarrollado su

potencial de forma significativa a pesar de la disponibilidad de materiales de herramienta

eficaces, es debido a varios factores. Uno de éstos es seguramente que en muchas

empresas, una gran parte de las piezas y materiales se mecanizan aplicando el criterio

de la disponibilidad de máquinas. Otro es que el refrigerante en la mayoría de las

máquinas se utiliza sin prestar atención al material, a la herramienta y al método de

mecanizado. Aunque el refrigerante en muchos casos no es técnicamente necesario y

tiene incluso un efecto adverso en el corte interrumpido, es a menudo útil para funciones

secundarias como la extracción de virutas. En estos casos no es posible introducir la

política del mecanizado en seco.

3.1.6.2. Técnica MQL con fluidos de corte biodegradables y no tóxicos

Existen muchas operaciones en las que se viene utilizando este sistema de

mecanizado con mínima cantidad de lubricante con fluidos de corte biodegradables y no

tóxicos. Se conocen principalmente tres tipos diferentes de sistemas MQL:

Por una parte, se encuentran los sistemas de pulverizado a baja presión, donde

el fluido de corte se introduce en una corriente de aire y se transmite a la

superficie activa en forma de mezcla. Estos sistemas que se distinguen porque

los flujos de lubricante son aproximadamente de 0.5-10 l/h se utilizan

principalmente para emulsiones y producen una notable atomización,

pudiéndose dosificar sólo de manera bastante tosca.

Un segundo tipo de sistemas (sistema de aire) utiliza bombas dosificadoras, las

cuales alimentan mediante pulsos una cantidad determinada de fluido de corte

que se aplica sobre la superficie activa sin aire, utilizándose sobre todo en

procesos intermitentes.

El tercer tipo de sistemas de lubricación mínima es el más utilizado. En estos

sistemas el lubricante se transporta a la boquilla mediante una bomba a través

de un tubo de suministro. En la boquilla se mezcla con el aire y éste y el

lubricante pueden ajustarse independientemente. Al mismo tiempo, la mezcla

coaxial del lubricante y el aire en la boquilla evita la posible formación de nieblas.



En este caso se recomienda el uso de aceites base no tóxicos de alta viscosidad

con adaptaciones en el campo de los aditivos. La utilización de este tercer tipo

de sistemas MQL representa una alternativa interesante que combina por una

parte la funcionalidad del fluido de corte con un extremadamente bajo consumo

de lubricante de 5-50 ml/h. Esta alternativa, que supone la mezcla de lubricante

y aire, representa un paso intermedio entre el mecanizado en seco y la

lubricación convencional.

Si en la lubricación convencional se produce una inundación de fluido en la zona

de mecanizado, los sistemas MQL humedecen estrictamente la zona de corte

(herramienta-pieza-viruta) con muy poca cantidad de lubricante (que por consumirse en

las operaciones de mecanizado no necesita la aditivación con conservantes, biocidas...).

Lubricante

Aire comprimido

Control y

dosificación

Aerosol hacia el husillo

Figura 2 – Esquema de un sistema MQL interno.



En las figuras 2 y 3 se muestran, de un modo muy simplificado, los esquemas de

funcionamiento de los sistemas MQL interno y externo respectivamente. Además se

muestran detalles, tanto de los canales de lubricación en una broca apta para el sistema

MQL interno, como la disposición de las boquillas en un sistema MQL externo.

Aire comprimido

Control y

dosificación Tubo coaxial

hacia la boquilla

Lubricante

Figura 3 – Esquema de un sistema MQL externo.

3.1.6.3. Gases refrigerantes

Otra alternativa que puede emplearse como apoyo a un mecanizado en seco es

la aplicación adicional de gases. Por ejemplo, el aire es un lubricante límite efectivo.

También se han realizado algunos intentos para mejorar la capacidad refrigerante del

aire mediante su enfriamiento. Gases como el argón, helio y nitrógeno se utilizan



algunas veces para prevenir la oxidación de la pieza y las virutas, pero el alto coste de

estos gases generalmente no los hace rentables para aplicaciones en la producción.

Como variante de este sistema alguna documentación proveniente de Rusia

revela el desarrollo de una técnica diferente, que mediante la ionización de aire

presurizado aplicado en la zona de corte, pretende conseguir las propiedades que

ofrecen los fluidos de corte; en la que el aire a presión cumple con las funciones

refrigerantes y su ionización con las funciones lubricantes a través de la oxidación que

produce en la zona puntual de mecanizado. En la figura 4 se representa el esquema de

funcionamiento de un sistema de lubricación con gases refrigerantes, así como una

imagen en un emplazamiento real.

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

3.1.6.4 Proceso Coldcut

El sistema Coldcut pretende eliminar la utilización de aceites de corte, taladrinas,

etc, mediante su sustitución por aire frío y muy pequeñas cantidades de lubricantes de

base vegetal/sintético no peligroso y con tendencia a biodegradarse. Esta tecnología

aumenta la productividad del proceso, la vida de la herramienta de cortar, las tolerancias

y la reducción de las temperaturas de la maquinaria.



Este sistema utiliza el aire frío y un sistema de aplicación del lubricante de alta

precisión. El aire frío reemplaza al agua o aceite utilizados como refrigerantes. La

aplicación de este lubricante es ajustable entre cero y 113 gramos por cada ocho horas.

Se estima que este proceso puede constituir una reducción del uso de aceites de corte y

taladrinas de un 98% y la eliminación de aquellos particularmente tóxicos. El aire a

temperatura ambiente fluye a través de un tubo "vortex" ("Hilch" o pistola de aire frío),

que separa las moléculas de aire, generando aire frío en un extremo y aire caliente en el

otro. El lubricante vegetal es almacenado en un tanque situado encima del aplicador. El

lubricante se alimenta por gravedad en un compresor neumático, cuyo pistón controla el

volumen del lubricante. El compresor se conecta con un reloj ajustable que controla el

número de ciclos del compresor por minuto.

El lubricante y el aire frío se transportan en tubos separados dentro de una

manga que se comunica con la boquilla. En este punto, el aire frío y el lubricante se

mezclan, y se aplica dicha mezcla sobre el área de contacto de la herramienta de cortar

y la pieza. La boquilla debe de estar a menos de 2.5 cm de este área.

El aceite de base vegetal es un fluido altamente lubricante que puede reducir

significativamente la fricción durante el corte. Sin embargo, el lubricante se evaporará a

la temperatura relativamente baja de 316 ºC. La utilización del aire durante el proceso de

corte enfría la pieza y la herramienta, prolongando la vida del lubricante antes de que

este se evapore. La cantidad de salida es tan pequeña que únicamente una parte

residual se queda adherida sobre la pieza, mientras que la mayor parte es consumida

durante el corte. Con los métodos tradicionales de rociado o inundación, mucho más

lubricante se queda adherido a la pieza dificultando su limpieza posterior. Las virutas del

proceso se encuentran secas y limpias, y por no contener contaminantes pueden

venderse para su recuperación a un valor más elevado.

En el proceso Coldcut se utilizan aproximadamente entre 28 y 57 gramos de

lubricante cada 8 horas. Este lubricante de base vegetal reduce la fricción más

eficazmente que los refrigerantes que utilizan como base agua o aceites minerales.



3.2. SISTEMAS DE LUBRICACIÓN POR CANTIDADES MÍNIMAS (MQL)

Un cambio en la conciencia medioambiental y el aumento de la presión sobre los

costes de producción han obligado a las empresas industriales a plantearse el uso de los

lubricantes/refrigerantes convencionales en muchos procesos de mecanizado.

Dependiendo del elemento a mecanizar, de la estructura de producción, y de la

localización de la producción, los costes debidos al uso de lubricantes convencionales

en los procesos de mecanizado suponen entre un 7% y un 17% del coste total del

elemento manufacturado. Prescindiendo de los lubricantes convencionales y utilizando

tecnología de mecanizado en seco o mínima cantidad de lubricante (MQL), los costes

debidos a estos factores se pueden reducir drásticamente. Además de una mejora en la

eficiencia del proceso de producción, este cambio tecnológico contribuye a la seguridad

en el trabajo (reducción de emisiones susceptibles de inhalación por el operario) y

protege el medioambiente reduciendo los residuos. La reducción de la exposición a

lubricantes en el lugar de trabajo incrementa la satisfacción del operario y, por tanto, el

resultado final de su trabajo. Por otra parte, una empresa puede sacar partido de este

proceso en su producción con objetivos publicitarios, ofreciendo una mejor imagen en el

mercado y beneficiándose de ello.

Los mecanismos que comprenden el proceso de corte son el problema clave

para desarrollar un proceso de mecanizado con lubricación por cantidades mínimas que

sea seguro y económico. Para adoptar esta tecnología también es necesario considerar

la geometría y material de la herramienta de corte, así como el equipamiento periférico

(accesorios). Los responsables de aceptar esta tecnología e implantarla en sus

empresas necesitan poseer previamente soluciones evidentes, fiables y que demuestren

la superioridad de esta tecnología sobre la convencional.

La puesta en práctica de la técnica de lubricación por cantidades mínimas no

consiste en la simple reducción de la cantidad de lubricante/refrigerante aportada en el

proceso. De hecho, el lubricante/refrigerante lleva a cabo importantes funciones durante

el mecanizado, por lo que en su ausencia, otros elementos o procesos deben suplir sus

funciones. Los lubricantes/refrigerantes reducen la fricción, y en consecuencia, la

generación de calor, y la disipación de ese calor generado. Además, los fluidos



lubricantes/refrigerantes son responsables de una variedad de funciones secundarias,

pero no poco importantes, como la evacuación de viruta, mantener un campo de

temperaturas uniforme sobre la pieza de trabajo y la herramienta, así como ayudar a

conseguir el acabado deseado (rugosidad superficial, tolerancias dimensionales…).

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

El sistema MQL, también denominado de micropulverización de lubricante, o

MMS en alemán, funciona con aire a presión, inyectando la mezcla de aire y aceite

pulverizado en la zona de corte. Su finalidad es minimizar el consumo de

refrigerante/lubricante en el mecanizado. El interés por reducir los consumos de

taladrinas se refleja en algunas referencias, donde se indica que el coste de la

adquisición, sistema de filtrado, y eliminación de los refrigerantes tras su uso puede

llegar a ser el 10% de los costes de producción. A esto se añade que los refrigerantes

pueden provocar un elevado impacto ambiental. Por ambas razones se está tendiendo a

mecanizar en seco, y si no es posible, a utilizar técnicas de mínimo consumo de

refrigerante. Por tanto el MQL es una técnica dentro de la actual tendencia conocida

como mecanizado ecológico o mecanizado ecoeficiente.



AHORRO

SUMINISTRO AIRE

INSTALACIÓN TRABAJO

ELECTRICIDAD

MANTENIMIENTO DEPRECIACIÓN

CONSUMIBLES

Figura 6 – Diagrama de comparación de costes.

El fluido lubricante/refrigerante puede ser un aceite o éster, apropiado para uso

general, o bien ser un alcohol, adecuado para el mecanizado de aluminio. En todo caso,

se utilizan sustancias no tóxicas y biodegradables.

En muchas operaciones de mecanizado, la lubricación por cantidades mínimas

es la clave para el éxito del mecanizado en seco (near dry). Todos los componentes del

sistema MQL deben estar coordinados de tal forma que permitan obtener unos

resultados finales óptimos, tanto tecnológicamente como económicamente.

El chorro de aire más refrigerante actúa de tres formas diferentes:

Eliminando el calor generado en el corte. Este hecho se produce por dos

motivos, la convección producida por el aire inyectado, y la evaporación de parte

del aceite inyectado absorbiendo el calor existente en la herramienta.

Reduciendo el rozamiento en la cara de desprendimiento, dado que las gotas de

aceite son suficientemente pequeñas para inmiscuirse entre la viruta y

herramienta, disminuyendo la fricción entre viruta y herramienta.

Evacuando la viruta debido al aire a presión. Este hecho se suele favorecer

disponiendo el husillo en horizontal. De esta forma la viruta cae por gravedad.



3.2.1. Ventajas de utilización de la técnica MQL

Las ventajas de utilizar esta nueva técnica de lubricación respecto a la

lubricación convencional son claras y entre ellas podemos destacar las siguientes:

La proporción de lubricante empleado con la técnica MQL en relación al volumen

de piezas mecanizadas es menor que en el caso de lubricación convencional.

No existen gastos de mantenimiento, control, y eliminación de los fluidos de

corte (no son necesarios los sistemas de recirculación de los fluidos), ya que son

eliminados con la viruta, la pieza y por evaporación.

Las piezas mecanizadas se encuentran casi secas, por lo que en muchos casos

no es necesaria una posterior operación de limpieza.

El bajo contenido de aceite residual sobre las virutas no es crítico para su

reutilización. En consecuencia supone una menor cantidad de residuos y una

notable reducción de costos.

Desde hace varios años esta técnica está siendo aplicada satisfactoriamente en

varios procesos de corte como son el corte con sierra y el conformado metálico. Cabe

esperar por consiguiente que sus ventajas puedan aplicarse en el futuro a un mayor

número de operaciones de mecanizado.

Este sistema está dando buenos resultados en algunas empresas importantes

como son WZL (Aachen), Bosch (Stuttgart), Universitat Stuttgart (Stuttgart) y

Kennametal-Hertel obteniéndose resultados muy prometedores en algunas operaciones

de mecanizado por arranque de viruta.

En el diagrama de la figura 6 se puede apreciar el ahorro en cuanto a costes que

supone la utilización de la técnica de lubricación MQL frente a la utilización de

emulsiones en lubricación convencional.



3.2.2. Sistemas de suministro

Al realizar la lubricación por cantidades mínimas podemos distinguir entre la

lubricación externa por medio de boquillas fijadas independientemente a la máquina, y la

lubricación interna por medio de orificios a modo de canales incorporados en la propia

herramienta. Cada uno de estos sistemas tiene sus propias áreas de aplicación

preferentes.

En las aplicaciones realizadas con lubricación externa, el aerosol es aplicado

sobre la herramienta y la zona de trabajo mediante uno o más inyectores. El número de

inyectores, su orientación y el tipo de aerosol generado, que depende de las

características de la boquilla de salida, juegan un papel importante en la calidad final de

la lubricación. Esta técnica se usa para operaciones de corte de material, ranurado,

planeado, así como en operaciones de torneado. En operaciones de mecanizado como

el taladrado o el escariado, la técnica de lubricación externa se restringe a operaciones

con relaciones entre longitud y diámetro tales que l/d < 3. Para relaciones mayores, será

necesario retirar la herramienta varias veces para que pueda ser lubricada, con el

consiguiente incremento del tiempo total de mecanizado. La lubricación externa también

puede ocasionar problemas cuando sea necesario realizar varias operaciones con

herramientas de distinto diámetro y longitud, teniendo que recolocar las boquillas

manualmente, o bien con la asistencia de algún sistema acoplado a la máquina que

permita corregir la posición axial y radial de aquéllas, o hacerlas rotar un cierto ángulo.

EFECTO VENTURI

MEZCLA DE PULVERIZACIÓN

MEZCLA DE ROCIADO

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



La lubricación interna, realizada a través del interior del husillo y la herramienta,

es apropiada para operaciones de escariado y taladrado en profundidad, ya que nos

asegura la presencia de lubricante en la zona de corte, por llegar a través de la

herramienta. Por el mismo motivo, esta técnica es también apropiada para operaciones

con herramientas con dimensiones muy diferentes. Otras ventajas adicionales de la

lubricación interna se sustentan en la ausencia de errores por la posición de las

boquillas, así como la posibilidad de integrar esta tecnología sin tener que utilizar

tuberías ni accesorios externos que puedan resultar incómodos en la zona de trabajo.

Figura 8 – Herramienta apta para la lubricación interna.

En lo que respecta a la lubricación interna, podemos hacer una pequeña

distinción entre sistemas de un canal, en donde la mezcla de aire y aceite recorre el

interior del husillo y la herramienta hasta llegar pulverizada a la zona de corte, y

sistemas de dos canales, donde el aire y el aceite discurren de forma independiente a

través del husillo y herramienta, realizándose la mezcla en la salida de la herramienta. El

requisito principal de cualquiera de los sistemas es que llegue a la zona de trabajo una

cantidad de lubricante necesaria para realizar con éxito la operación de corte deseada.



Figura 9 – Macho de roscar con lubricación interna.

3.2.3. Lubricantes

En las operaciones de mecanizado convencional con aporte de fluido lubricante,

éste se ha elegido siempre en base a su influencia en el proceso de corte. Un buen

número de investigaciones se centran en evaluar el resto de características y

propiedades de estos fluidos, y cobran gran importancia debido al creciente interés por

el medio ambiente y al modo en que los fluidos de corte afectan al mismo.

En el mecanizado con MQL, las características secundarias de los fluidos de

corte tales como su capacidad de biodegradación, la estabilidad frente a la oxidación y al

almacenamiento, son también muy importantes, ya que los lubricantes deben ser

respetuosos con el medioambiente y estables químicamente durante su uso, debido al

extenso periodo de almacenamiento provocado por su bajo consumo.

La característica más importante de un lubricante en lo tocante al

medioambiente es su capacidad de biodegradación. Generalmente, las bases activas de



los fluidos de corte son aceites minerales o alcoholes, y ambas no son muy

biodegradables. Los lubricantes con aceites vegetales como base activa sí resultan muy

biodegradables, y se tiende a su uso para aplicaciones con MQL. La capacidad de

biodegradación de los ésteres sintéticos tiene un rango muy amplio, en función de su

estructura molecular, siendo los de mayor capacidad los monoésteres y los diésteres.

Cuando se utiliza la lubricación por cantidades mínimas el lubricante se puede

adherir a las superficies del interior o exterior de la herramienta y de la máquina

formando una fina película de aceite. El lubricante debe ser capaz de resistir el proceso

de oxidación al que se expone por formar esta fina capa adherida a las superficies de la

zona de trabajo. Para ello se realiza un test en el que se somete una fina capa de

lubricante a una temperatura de 70 ºC durante 170 horas.

3.3. MECANIZADO DE ACEROS Y FUNDICIONES

Las aleaciones de hierro, es decir el acero y las fundiciones, siguen siendo el

principal material utilizado en la industria. Su mecanizado ha sido objeto de estudios

desde hace más de 150 años.

A ello se dedica este apartado, pero partimos de que los aceros y fundiciones

son un grupo extraordinariamente amplio, con muy diversas propiedades. Ciertamente,

decir “acero” es solamente decir “una aleación de hierro y carbono”, englobando desde

los muy dúctiles y blandos, a los aceros templados. Se establece de partida la siguiente

división aproximada:

Fundición: aleaciones Fe-C que no se prestan prácticamente a la deformación

plástica, con un contenido de carbono superior al 2% en peso.

Acero: aleaciones Fe-C que se prestan a la deformación plástica, con un

contenido de carbono igual o inferior al 2% en peso. Sin embargo, los aceros al

cromo pueden tener un contenido de carbono más elevado.



3.3.1. Relación entre las fases presentes y su facilidad de mecanizado

El término acero engloba materiales de muy diferente naturaleza y propiedades,

por lo que comenzaremos con estudiar cómo influye cada una de las fases

constituyentes en la maquinabilidad. La maquinabilidad de las fundiciones de hierro y de

los aceros, al igual que el resto de sus características mecánicas, depende de la

presencia de las diferentes fases en su microestructura, y en qué proporción se

encuentran presentes en cada material concreto. A la hora de evaluar la maquinabilidad

de las fundiciones y aceros se debe evaluar simultáneamente su dureza, tenacidad y su

microestructura. El diagrama de hierro-carbono se encuentra disponible en todos los

libros de materiales y en numerosos documentos en la web, por lo que no lo repetiremos

aquí.

Veamos cada una de las fases separadamente y sus problemas de

maquinabilidad.

Ferrita: es la fase α de la disolución Fe-C y tiene estructura BCC (Cúbica

Centrada en las Caras). Es una composición típica de aceros de muy bajo

contenido en carbono y también forma parte de la estructura perlítica. En las

fundiciones es, con la excepción del grafito, la fase menos dura y más dúctil. La

incorporación de silicio a las fundiciones provoca un endurecimiento de esta

fase, aunque en las proporciones de 1 a 3% no tiene influencia en la vida de la

herramienta. La ferrita puede provocar filo de aportación a velocidades de corte

bajas.

Perlita: es una fase normalmente presente en las fundiciones de dureza y

resistencia medias. Presenta láminas alternas de dos fases simples: ferrita α y

cementita Fe3C, en una relación de espesores de 8 a 1. Sus propiedades son

intermedias entre la blanda y dúctil ferrita y la dura y frágil cementita. Según se

obtenga por transformación a diferentes temperaturas se distinguen dos tipos:

perlita gruesa (a más de 650ºC) y perlita fina (menos de 630ºC). El tipo fino es

más duro y resistente que el tipo grueso; así por ejemplo, en 0,6% de C (lo que

equivales a 9% de Fe3C), la perlita fina presenta una dureza de 230 HBN frente

a los 190 HBN de la gruesa. En el tipo fino, la presencia de superficies límites de



fase sirven de barrera natural a las dislocaciones originadas en las grandes

deformaciones producidas por la intensa cizalladura del proceso de corte. Como

el tipo fino presenta un mayor número de superficies su maquinabilidad es

menor que el tipo grueso, con una menor vida de herramienta.

Martensita: es la fase más dura en aceros y fundiciones, aunque también la más

frágil. La martensita obtenida directamente tras el temple es muy frágil, por ello,

y con el fin de aumentar su tenacidad y ductilidad, tras el temple se suele recurrir

a un tratamiento térmico de revenido. En este tratamiento se somete al elemento

previamente templado a una temperatura menor que la eutectoide (entre 250 y

650ºC). De esta forma, la martensita monofásica BCT (Tetraédrica Centrada en

el Cuerpo) sobresaturada de carbono, se transforma en una microestructura

formada por partículas de cementita (Fe3C) distribuidas de forma uniforme en

una matriz ferrítica, siendo esta estructura denominada martensita revenida.

Ésta es casi tan dura como la martensita inicial, pero más dúctil y tenaz. Un

exceso de revenido puede conducir a que degenere dando lugar a esferoidita.

Esferoidita: también denominada cementita globular o cementita esferoidal. Tal y

como se ha comentado en el párrafo anterior, el exceso de revenido provoca

que la cementita se agrupe en nódulos, disminuyendo las superficies límites y,

por tanto su resistencia, además del efecto barrera de las dislocaciones. Por ello

su mecanizado es sencillo y cercano al de la ferrita.

Cementita y otros carburos: la cementita es un carburo Fe3C y forma parte de la

perlita, cuyo papel ya se ha comentado. Si junto a otros carburos formados con

elementos aleados (cromo, cobalto, manganeso, vanadio, molibdeno) llegan en

forma libre a un 5% en peso dentro de la matriz, su efecto en la disminución de

la vida de herramienta es decisivo, sobre todo si se encuentran embebidos en

una matriz perlítica. Es habitual encontrar carburos en los bordes de las

fundiciones, donde las solidificaciones ocurren muy rápidas. La formación de

carburos es parte esencial de los tratamientos de endurecimiento por

precipitación y envejecido.

Austenita: aparece en aleaciones con altos contenidos en níquel, lo que

aumenta su resistencia a altas temperaturas. La austenita tiene una dureza



parecida a la ferrita, aunque la presencia de elementos de aleación conduce a la

aparición de carburos en su seno, que poseen un carácter muy abrasivo.

Además tiene gran tendencia al endurecimiento por deformación en frío, por lo

que su mecanizado provoca capas superficiales endurecidas, muy nocivas para

la herramienta de corte en pasadas posteriores. Ésta es la razón por la que los

aceros inoxidables austeníticos son muy difíciles de mecanizar, y sin embargo

los inoxidables ferríticos se mecanizan de forma sencilla.

3.3.2. Mecanizado de aceros

El mecanizado de aceros es sin duda el campo donde más se ha trabajado y

escrito desde hace 150 años. En numerosos documentos, tanto libros de texto como

manuales de datos de herramientas e informes de usuarios, se encuentra especialmente

detallada la tecnología referente a su mecanizado. Fuentes clásicas son el METCUT y el

volumen Machining de ASM, que se encuentran descritos en la bibliografía. Por este

motivo no vamos a explicar aquí lo allí recogido referente a las ideas básicas del

mecanizado y nos centraremos en los últimos avances. Éstos proceden de las

prestaciones de las nuevas herramientas de corte y sus recubrimientos, y del mejor

diseño de la geometría de las mismas. Destacan dos aspectos del problema:

- Los aceros poseen muy diferentes características en cuanto a sus

propiedades mecánicas, y no podría ser de otra manera en cuanto a su

maquinabilidad, dado que es una magnitud primordialmente (aunque no

exclusivamente) mecánica. La presencia de mayor o menor porcentaje de

carbono influye directamente en sus fases constituyentes. Así, los bajos

contenidos favorecen la presencia de ferrita, mientras que los elevados

contenidos hacen que aumente la perlita. Por tanto y siempre pensando

que se trata de una afirmación aproximada, se puede considerar que a

mayor contenido en carbono, menor maquinabilidad.

- Los componentes de aleación actúan por lo general provocando la

aparición de partículas duras del tipo nitruros y carburos, que provocan el

desgaste de las herramientas.



Desde una perspectiva histórica, en un principio los aceristas se preocuparon

por las propiedades físicas y mecánicas de sus aceros y más tarde de la resistencia a la

corrosión. En lo que respecta a la maquinabilidad hasta hace relativamente poco se

trataba de un aspecto bastante secundario. Sin embargo, los aceros inoxidables y en

particular los austeníticos eran muy difíciles de mecanizar. Surgió entonces interés por

parte de los fabricantes del material por mejorar este aspecto, que ya preocupaba desde

antaño a los mecanizadores.

La investigación sobre aceros de alta maquinabilidad es un tópico habitual en los

proyectos de desarrollo de las empresas productoras de aceros, dado que pequeñas

variaciones en la composición del acero pueden presentar mucha influencia en el

abaratamiento de los costes de producción. Sobre todo en aquellos aceros destinados a

la producción de componentes no críticos, y de decoletaje (alta producción de

componentes de pequeño tamaño, en líneas en serie).

3.3.3. Mecanizado de fundiciones

En un sentido general podemos decir que las fundiciones poseen una

maquinabilidad de tipo medio en comparación con otros materiales. Pero se debe

matizar esta afirmación según el tipo de fundición aludida.

Las fundiciones se definen como aleaciones de hierro-carbono con un

porcentaje superior al 2,1% de carbono, siendo habitual entre el 3 y 4,5%. Su

temperatura de fusión es relativamente baja, entre 1100 y 1320ºC, presentando una

buena colabilidad. La adición de silicio y la reducción de la velocidad de enfriamiento

provocan que parte del carbono aparezca en forma de grafito, pasando parte de la

cementita (Fe3C) a fase ferrita y a grafito libre. Se distinguen los siguientes grupos:

Fundición gris: Se denomina así porque las secciones de rotura presentan este

color. Su microestructura muestra láminas de grafito en matrices de tipo ferrítico,

perlítico o martensítico. La existencia de láminas de grafito las hace frágiles y

poco resistentes a la tracción, dado que las láminas actúan como puntos de

concentración de tensiones. Sin embargo, a compresión poseen gran resistencia



y ductilidad. Si a esto sumamos que presentan un gran amortiguamiento

estructural ante la propagación de vibraciones originado por el rozamiento de las

escamas de grafito con la matriz, se entiende su extenso uso en bancadas de

máquina y elementos que trabajan bajo continuos golpes. Estas fundiciones son

muy utilizadas, siendo de especial interés la denominada GG25 – norma DIN (o

ASTM A48-No35B) y la GG40 (ASTM A48-No55B).

Fundiciones dúctiles o esferoidales: En estas fundiciones el grafito se encuentra

en forma nodular, embebido en una matriz de ferrita, perlita o martensita. En

general, este tipo de fundiciones es más resistente y dúctil que las grises, al no

existir el problema de la concentración de tensiones. Sin embargo, poseen

conductividad térmica y amortiguamiento inferiores a las laminares. Son de

especial interés los tipos GGG70 norma DIN (ASTM A536 100-70-03) y

GGGNiCr20 (ASTM 536 tipo 2).

Fundiciones maleables: Las fundiciones bajas en carbono y silicio enfriadas de

forma rápida presentan cementita en lugar de grafito, dando lugar a la

denominada fundición blanca, muy dura y frágil.

La figura 10 muestra un diagrama que relaciona la dureza en función de la

temperatura para cada material de herramienta.

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



Por otra parte, la figura 11 muestra un diagrama que relaciona la resistencia al

desgaste en función de la tenacidad para cada material de herramienta.

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

3.3.4. Características de la aleación F-1140

La aleación F-1140 es un acero al carbono y por tanto, muy poco aleado. Cuanto

más carbono tiene es más duro y menos soldable, pero también es más resistente a los

choques.

Las aleaciones F-1140 son aceros aptos para tratamientos térmicos que

aumentan su resistencia, tenacidad y dureza. En estado templado tiene alta dureza y

buena tenacidad, y es apto para temple superficial. Son los aceros que cubren las

necesidades generales de la Ingeniería de construcción tanto industrial como civil y

comunicaciones. Piezas de alta dureza y buena tenacidad (manivelas, chavetas, ejes,

cigueñales, bielas, engranajes, espárragos, etc.).



Sus principales elementos aleantes se describen en la tabla IV:

Elemento Mínimo (%) Máximo (%)

Carbono (C) 0,43 0,50

Silicio (Si) 0,15 0,40

Manganeso (Mn) 0,60 0,90

Fósforo (P) 0,03 0,035

Azufre (S) 0,03 0,035

Cromo (C) + Níquel (Ni) + Molibdeno (Mo) 0,50 0,63

Tabla IV – Composición del acero F-1140.

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

Propiedades Valor Densidad (g/cm3) 7.87 Dureza (Rockwell B) 90 Tensión de rotura (MPa) 710 Elongación en rotura (%) >15 Módulo de elasticidad (GPa) 200 Coeficiente de Poisson 0,29 Resistividad eléctrica (ohm-cm) 1.62e-005 Conductividad térmica (W/m-K) 51.9 Coeficiente de dilatación (µm/m-ºC) 11.2

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



3.4. DESGASTE DE HERRAMIENTAS

Todas las herramientas de corte se desgastan durante el mecanizado y tal

desgaste sigue hasta que sobreviene el final de la vida del filo. La vida de un filo se mide

en minutos. Este es el tiempo productivo disponible durante el cual el filo mecanizará

piezas que serán aceptables dentro de unos parámetros establecidos para las mismas.

Los parámetros que se manejan para su determinación son, principalmente, el acabado

superficial y la precisión dimensional de la pieza, el patrón de desgaste de la

herramienta, formación de la viruta y la vida de filo prevista. Cada uno se aplica

dependiendo del tipo de operación a realizar, acabado o desbaste, y con frecuencia

también la cantidad de controles manuales que se realicen.

En operaciones de acabado, se considera inservible el filo de corte, cuando el

acabado superficial en la pieza deja de cumplir las exigencias previstas. No es necesario

un gran desgaste, basta a veces con una pequeña parte desgastada del pico de la

plaquita para tener la necesidad de cambiar a otro nuevo filo. En una operación de

desbaste, el desgaste producido en el filo se manifiesta en una longitud de arista mayor

y puede tolerarse un considerable desgaste mayor, puesto que no hay unas exigencias

estrechas de precisión dimensional ni acabado superficial. La vida de herramienta puede

estar limitada también cuando el filo pierda la capacidad del control de viruta, o cuando

el patrón de desgaste esté en una etapa en donde el riesgo de rotura del filo sea

inminente.

La selección de la herramienta de corte correcta es esencial para llevar a cabo

una máxima productividad durante el mecanizado. Es especialmente importante la

elección del material de la herramienta y la geometría de corte. Sin embargo, si el

equipamiento es correcto y las condiciones de mecanizado no son las adecuadas,

especialmente en cuanto a datos de corte se refiere y estabilidad general, no se

alcanzará la vida óptima del filo de corte. Vibraciones y falta de rigidez en los

portaherramientas y en la sujeción serán el final prematuro de muchos filos de corte.



Con todas las condiciones correctas para la operación, puede obtenerse un

considerable aumento de la productividad combinando con precisión la calidad y la

geometría del filo junto con los datos de corte.

El desgaste de la herramienta es inevitable y como tal no resulta un proceso

negativo. Y no lo es dependiendo de cuándo y cómo se produce. Cuando un filo ha

cortado una considerable cantidad de material de pieza, durante un tiempo aceptable,

esto es por supuesto un proceso positivo.

Solo cuando se produce prematuramente la destrucción del filo o la fractura de

la herramienta ha lugar a una consideración de tipo negativo.

3.4.1. Factores que actúan sobre el filo de corte

El desgaste de la herramienta es el producto de una combinación de gran

cantidad de factores actuando sobre el filo de corte. La vida o duración del filo está en

función de diversas fuerzas o cargas, las cuales contribuyen a deformar la geometría de

corte. El desgaste es el resultado de la interacción entre la herramienta, el material a

cortar y las condiciones del mecanizado. Los principales factores que actúan sobre la

herramienta son del tipo siguiente:

Mecánico (A).

Térmico (B).

Químico (C).

Abrasivo (D).

En la figura 12 se sitúan las zonas más afectadas por cada factor anteriormente

enunciado.

Aparte de los componentes estáticos de la acción mecánica, hay varios de tipo

dinámico consecuencia del proceso propio de formación de la viruta; también otros más

destacados como la profundidad variable, el corte ininterrumpido, etc…



El corte de material genera gran cantidad de calor, principalmente en la cara de

la viruta y en el flanco o cara de incidencia de la plaquita. La acción térmica es

considerable sobre el material de la herramienta y en algunas operaciones, tales como el

fresado, también influye un factor dinámico cuando los filos de corte entran y salen del

material de la pieza.

El proceso de formación de viruta significa que el material desprendido de la

pieza forma un flujo continuo que es forzado bajo una gran presión y temperatura sobre

el material de la herramienta. Las zonas de producción forman un ambiente favorable

para la difusión y reacciones químicas de los materiales.

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

Se producen varios tipos de partículas duras en la mayoría de los materiales de

piezas comparables en dureza a la de los materiales que componen la propia

herramienta. Son por tanto elementos que ejercen un efecto de desgaste por abrasión

sobre la herramienta. Aún cuando esas inclusiones o partículas de corteza no arranquen

gran cantidad de material, el continuo paso de todo el material de la pieza y el borde de

la corteza de la misma pasando sobre el filo de corte hacen que tenga lugar el desgaste

por abrasión en las proximidades del mismo.



3.4.2. Fenómenos básicos de desgaste

Como resultado de los factores que actúan sobre el filo de corte durante el

mecanizado, el metal de corte se ve dominado por algunos mecanismos o fenómenos

básicos de desgaste. La propiedad del material de la herramienta para resistir las

acciones destructoras, determinará cómo será afectado el metal de corte por el

mecanismo o fenómeno de desgaste.

La figura 13 hace un pequeño resumen de los fenómenos básicos de desgaste,

siendo éstos:

1. Abrasión.

2. Difusión.

3. Oxidación.

4. Fatiga.

5. Adhesión.

Figura 13 – Fenómenos básicos de desgaste.



3.4.2.1. Desgaste por abrasión

El desgaste por abrasión es muy común y causado principalmente, aunque no

completamente, por la partículas duras del material de la pieza. Esto es similar a las

operaciones de afilar, donde las partículas duras circulan entre las superficies de la

pieza y la herramienta. Esta es la consecuencia de la acción mecánica sobre la plaquita

de corte, dando como resultado el desgaste de la misma en la cara de incidencia o

flanco del filo

La propiedad del filo para resistir el desgaste por abrasión está fuertemente en

relación con su dureza. La densidad del material de la herramienta está formada por el

empaquetado de partículas duras que resistirán la acción del desgaste por abrasión,

pero quizá no estén suficientemente equipadas para hacer frente a otros factores que

actúan también durante el mecanizado.

3.4.2.2. Desgaste por difusión

El desgaste por difusión está más afectado por la acción química durante el

proceso de corte, las propiedades químicas del material de la herramienta y la afinidad

de éste con el material de la pieza decidirán el desarrollo del fenómeno del desgaste por

difusión. La dureza del material de la herramienta no afectará demasiado al proceso. La

relación metalúrgica entre los materiales determinará la magnitud del fenómeno de

desgaste. Algunos de los materiales de las herramientas de corte son inertes, frente a la

mayoría de los materiales de piezas, mientras que otros mantienen una gran afinidad

con algunos de estos.

El metal duro y el acero presentan una gran afinidad entre sí, favoreciendo entre

ellos el desarrollo del fenómeno de desgaste por difusión. Esto da como resultado la

formación de un cráter sobre la cara de desprendimiento de viruta de la plaquita de

corte. El fenómeno es muy dependiente de la temperatura y es hasta ahora el más

grande a altas velocidades de corte. Durante el mismo, tiene lugar un intercambio

atómico en dos sentidos opuestos, transferencia de ferrita desde el acero al material de



la herramienta, y carbono, menudo y ágil para moverse entre el hierro, que se difunde

dentro de la viruta.

3.4.2.3. Desgaste por oxidación

Altas temperaturas y la presencia de aire significan oxidación para la mayoría de

los metales aunque los óxidos sean bastante diferentes. El tungsteno y el cobalto forman

películas porosas de óxido, las cuales son más fáciles de eliminar con la viruta. Algunos

óxidos como el de aluminio, sin embargo, son mucho más resistentes y duros.

Algunos materiales de corte, por tanto, son más propensos que otros al

desgaste debido a la oxidación. Especialmente en la parte entre caras del filo y la viruta,

en donde una fina y ancha viruta (función de la profundidad de corte) permite el acceso

del aire hasta el proceso de corte. La oxidación provoca las típicas mellas, que se

forman en el filo, pero son un fenómeno poco común en el mecanizado actual.

3.4.2.4. Desgaste por fatiga (estático o dinámico)

El desgaste por fatiga es frecuentemente una combinación termomecánica. La

fluctuación de la temperatura y la acción alternativa de las fuerzas de corte pueden

originar en los filos el agrietamiento y la rotura. La acción del corte intermitente conduce

a generar continuamente calentamientos alternativos que provocan choques térmicos en

los filos de corte. Algunos materiales de herramienta son más sensibles que otros a la

fatiga mecánica. La fatiga mecánica pura puede provenir también de las fuerzas de

corte, siendo a veces bastante alta para la resistencia del filo de corte. Esto puede

provenir de materiales de pieza duros o muy tenaces, muy altas gamas de avances o

cuando el material de la herramienta no es lo suficientemente duro. Sin embargo en

estos casos predomina la deformación plástica.

3.4.2.5. Desgaste por adhesión

El desgaste por adhesión, también conocido como desgaste por agotamiento,

ocurre principalmente con bajas temperaturas en la cara de la viruta que fricciona sobre



la herramienta, cuando se está mecanizando. Puede tener lugar con materiales de pieza

de viruta larga como con los de viruta corta (acero, aluminio y fundición). Este fenómeno

a menudo conduce a la formación de un falso corte superpuesto por aportación entre la

viruta y el filo. Es una estructura dinámica, con capas sucesivas de material de las

virutas soldadas y endurecidas, llegando a ser parte del corte. El filo de aportación

(BUE) puede desaparecer y volver a construirse de nuevo o desprenderse y hacer que el

filo de corte se rompa poco a poco en pequeños trozos o fracturarlo totalmente. Algunos

materiales de corte son más propensos que otros a que se les produzca esta soldadura

por presión. Cuando se alcanzan las altas temperaturas de corte, se dan las condiciones

apropiadas para que el fenómeno desaparezca.

Cierto intervalo de temperaturas incrementan la afinidad entre los materiales de

la herramienta y la pieza, y la acción de las fuerzas de corte se combinan para crear el

fenómeno de desgaste por adhesión. Cuando se mecanizan materiales de autotemple

por deformación, como por ejemplo aceros inoxidables austeníticos, este fenómeno de

desgaste conduce al rápido desgaste local en el límite máximo de la profundidad de

corte. Este es el tipo más común de desgaste de mella y también unido a la afinidad

entre los materiales de herramienta y pieza.

Esta combinación de fenómenos básicos ataca el material original y la forma del

filo a lo largo de una pequeña porción en el corte, dependiendo principalmente de las

propiedades del material de la herramienta. Estos mecanismos de desgaste afectarán a:

Dureza.

Resistencia – tenacidad.

Estabilidad química.

Difusión térmica – conductividad.

Expansión térmica.

Inactividad superficial.

Filo adherido.



3.4.3. Clasificación de los tipos de desgaste

La clasificación de los tipos de desgaste de herramienta ha sido desarrollada

para formar una importante base con el fin de fijar las operaciones de mecanizado para

optimizar la productividad, tomando la calidad de herramienta y datos de corte

adecuados en función del tipo de operación y material de la pieza. Las exigencias de

mecanizado: precisión, calidad superficial y control de viruta, dependen del desarrollo del

desgaste de la herramienta. Inspeccionando la magnificencia del filo de corte y actuando

según el patrón establecido, la duración normal del filo de la herramienta puede ser

controlada y prolongada.

Figura 14 – Clasificación de los tipos de desgaste.



Siempre hay un desarrollo ideal del desgaste par una operación. La herramienta

correcta, unos datos de corte bien estudiados y después aplicados, soporte experto,

experiencia propia, buenas cualidades de los materiales de pieza y condiciones de

máquina favorables son ingredientes importantes para el éxito y la obtención del

desarrollo ideal del desgaste. La figura 14 muestra en síntesis una clasificación de estos

tipos de desgaste mostrando esquemáticamente su zona y forma de actuación.

3.4.3.1. Desgaste de flanco de incidencia

El desgaste de flancos de incidencia que tiene lugar, como su propio nombre

indica, en los flancos de la incidencia del filo, principalmente es producido por el

fenómeno de desgaste por abrasión. Las caras o flancos de incidencia principal,

posterior y del radio de la punta, así como la faceta paralela de refuerzo son zonas de

paso y deslizamiento del material de la pieza antes y después de la formación de la

viruta. Este es usualmente el tipo de desgaste más normal y para mantener constante su

progresión en el flanco es a veces el ideal. Al final un excesivo desgaste de flanco

conducirá a un empeoramiento de la calidad superficial, deterioro de la precisión

dimensional e incremento del rozamiento como consecuencia de la transformación

geométrica del filo. Un ejemplo de este tipo de desgaste se muestra en la figura 15:

Figura 15 – Desgaste de flanco de incidencia.



3.4.3.2. Desgaste de cráter

El desgaste de cráter en la cara de desprendimiento de viruta puede ser debido

a la abrasión y al fenómeno de desgaste por difusión. El cráter está generado por el

desprendimiento de partículas del material de la herramienta, teniendo lugar sobre la

cara de desprendimiento de la misma, y también puede estar originada por el efecto de

afilado que provocan las partículas duras o por la acción de difusión de la parte caliente

de la cara de la viruta, en contacto con la herramienta y el material de ésta.

Dureza, dureza en caliente y mínima afinidad entre materiales minimizan la

tendencia al desgaste por cráter. El excesivo desgaste por cráter modifica la geometría

de corte de la herramienta y puede dar lugar a una mala formación de viruta, cambiando

así mismo las direcciones de las fuerzas de corte y debilitando el filo.

Un ejemplo de este tipo de desgaste se muestra en la figura 16:

Figura 16 – Desgaste de cráter.



3.4.3.3. Deformación plástica

La deformación plástica tiene lugar como resultado de combinar altas

temperaturas y presión sobre el filo. Altas velocidades de corte, grandes avances y

materiales de pieza duros dan como resultado compresión y calor. Es esencial el

mantenimiento de la dureza en caliente para la estabilidad del material de la herramienta

y evitar así la deformación plástica. El típico abombamiento del filo provocará altas

temperaturas, deformación geométrica, desviación del flujo de virutas, y seguirá hasta

alcanzar un estado crítico.

El tamaño del refuerzo del filo y la geometría de corte son de una gran

importancia para combatir este tipo de deterioro de la herramienta.


Figura 17 – Deformación plástica.



3.4.3.4. Mellado

El desgaste de mella en la parte posterior del filo de corte es un desgaste típico

por adhesión, pero puede ser también en parte producido por el fenómeno de oxidación.

La mella puede ser formada en el filo de corte por una parte del material,

localizándose así el desgaste al final de la profundidad de corte, en donde el aire entra

en contacto con la zona de corte.

El desgaste de mella se extiende por el filo de una manera mecánica a menudo

con materiales duros. Una excesiva mella de desgaste afecta a la calidad del acabado

superficial, y eventualmente origina un debilitamiento del filo de corte.


Figura 18 – Mellado.



3.4.3.5. Fisura térmica

Las fisuras térmicas son debidas principalmente a un desgaste por fatiga como

consecuencia de un ciclo térmico. Sobre todo por los cambios de temperatura que se

producen en el corte alternativo del fresado y que pueden dar lugar a este tipo de

desgaste. La disposición de las fisuras, perpendiculares a la arista de corte, hacen que

las partículas de material de herramienta entre ellas puedan desprenderse del mismo.

Estas partículas, del material de herramienta, pueden convertirse ellas mismas en un

riesgo que ayude a destruir el propio filo. La variación del espesor de la viruta afecta

también a todos los puntos de corte.

La aplicación del fluido de corte puede ser en muchos casos perjudicial para el

corte del metal; con el fluido se ampliarán las variaciones de temperatura que se

producen entre los cortes alternativos.


Figura 19 – Fisura térmica.



3.4.3.6. Fisuras por fatiga mecánica

Las fisuras por fatiga mecánica pueden tener lugar cuando el choque de la

fuerza de corte es excesivo. Esta fractura es debida a la continua variación en la carga

sobre la herramienta en donde ésta por sí misma no es lo bastante grande para causar

la fractura.

El comienzo del corte y las variaciones de la magnitud de su fuerza y dirección

pueden ser demasiado para la resistencia y tenacidad de la plaquita. Estas fisuras se

producen principalmente paralelas al filo de corte.


Figura 20 – Fisuras por fatiga mecánica.



3.4.3.7. Astillado

El astillamiento del filo se produce cuando la arista de corte se rompe más que

se desgasta. Esta fatiga, normalmente de ciclos de carga alternativa, hace que las

partículas del material de la herramienta rayen la superficie del propio material del que

proceden.

El corte intermitente es con frecuencia causa de este tipo de desgaste. Una

cuidadosa inspección del filo indicará cuándo tiene lugar el astillamiento o el desgaste

del flanco de incidencia. Una microfracturación y mellado son variantes de este tipo de

destrucción del filo.


Figura 21 – Astillado.



3.4.3.8. Fractura

La fractura puede ser un final catastrófico del filo. Un alto grado de deterioro es

el más perjudicial y deberá ser evitado siempre que sea posible. La rotura del filo es, con

frecuencia también, el final de la línea hacia otros procesos o tipos de desgaste. El

cambio de geometría, el debilitamiento del filo y el incremento de las temperaturas y

fuerzas llevarán eventualmente hacia una mayor destrucción del filo.

La fractura, causa repentina de la destrucción del filo, con fuertes datos de corte

o desde la demanda de material de pieza puede ser el resultado de varios factores de

tensión sobre un material de herramienta incapaz de hacer frente a la demanda

operativa.


Figura 22 – Fractura.



3.4.3.9. Filo de aportación (BUE)

La formación de filo de aportación está mayormente relacionada con la

temperatura y la velocidad de corte; en relación al fenómeno puede ser el resultado de

una blandura del filo y de otro tipo de desgaste. Esto es negativo para el filo de corte así

como el cambio de la geometría del mismo y las propias partículas de material de

herramienta que pueden venir soldadas con el material de la pieza dando forma al

aglomerado del filo. La afinidad entre materiales de pieza y herramienta, desempeña un

importante papel así como las bajas temperaturas y altas presiones que conducirán a la

situación de soldado del material de la viruta de la pieza con la cara de desprendimiento

de la herramienta. Afortunadamente, las áreas de temperatura y las velocidades de corte

en las que se forma el filo de aportación son relativamente bien definidas y pueden ser

evitadas. Mucho del moderno mecanizado tiene lugar a velocidades superiores al área

de formación del filo de aportación, y muchas calidades modernas no sen tan propensas

a la formación del mismo, usadas correctamente. La calidad superficial es a menudo la

primera en sufrir las consecuencias de la aparición y crecimiento del filo de aportación.

No obstante, este fenómeno permite seguir, no sin riesgo de rápido deterioro del filo y

también de rotura del mismo.


Figura 23 – Filo de aportación (BUE).



3.4.4. Desgaste en herramientas de fresado y taladrado

El desgaste progresivo de una herramienta se origina por la acción del proceso

de mecanizado y tiene lugar en dos localizaciones distintas:

Desgaste en la cara de desprendimiento, caracterizado por la formación de un

cráter. Este es el resultado de la acción de la viruta al fluir y deslizarse a lo largo

de dicha superficie. Se origina por mecanismos de difusión química y de

querencia adhesiva, asociados a la fricción de la viruta sobre la superficie.

Desgaste de flanco, localizado en la cara de incidencia de la herramienta cuya

causa es el rozamiento entre la herramienta y la superficie generada de la pieza.

Se denota como VB. Se debe a fenómenos físicos de abrasión entre el filo y la

superficie mecanizada.

3.4.4.1. Desgaste de la superficie de desprendimiento

En el corte de metales, las temperaturas más elevadas se presentan a lo largo

de la superficie de desprendimiento de la herramienta, a cierta distancia del filo. A

elevadas velocidades de corte estas temperaturas fácilmente pueden ser del orden de

los 800 ºC. Aunque las herramientas de metal duro retienen su dureza a temperaturas

elevadas, la difusión en el estado sólido puede ocasionar su rápido desgaste. La difusión

entre la viruta y el material de la herramienta depende de la presión y de la temperatura

en la intercara, siendo gobernada por las leyes de Fick y la ecuación de Arrhenius. A

elevadas temperaturas los átomos del sustrato de la herramienta de metal duro,

generalmente cobalto, se difunde en la viruta generada, produciéndose el debilitamiento

de la matriz. Poco a poco parte del material de la herramienta se va pegado a la viruta o

se desprende.

A una velocidad muy alta, el crecimiento del cráter suele ser el factor

determinante de la vida o duración de la herramienta porque su crecimiento debilita el

filo hasta que con el tiempo éste se fractura. Sin embargo, cuando las herramientas son

usadas con criterios de duración económica, el desgaste de flanco es el factor de

control. La razón de este criterio es que el desgaste de flanco repercute en la dimensión



de la herramienta y por tanto en la dimensión y precisión de la pieza mecanizada; en

cambio el de cráter no tiene una implicación directa en la precisión. Pero se debe tener

cuidado con los desgastes de cráter cercanos al filo ya que su efecto se sumará al del

desgaste de flanco, potenciando la magnitud de éste.

3.4.4.2. Desgaste de la superficie de incidencia

El desgaste de flanco es ocasionado por la fricción abrasiva entre la superficie

producida en la pieza y la zona de la cara de incidencia en contacto con ella. La anchura

de la zona de desgaste se considera como una medida del deterioro general de la

herramienta y puede ser determinado fácilmente por medio de un microscopio. El

proceso de desgaste se puede dividir en tres zonas bien diferenciadas:

En un primer momento el filo agudo de la herramienta se descascarilla

rápidamente y aparece una zona de desgaste de dimensiones fijas.

En la segunda etapa el desgaste progresa de una manera uniforme.

Finalmente existe una zona donde el desgaste progresa a una tasa creciente.

En la última región el desgaste de la herramienta de corte se acelera, debido a

que la herramienta ya desgastada no corta bien, de forma análoga a un cuchillo sin

afilar. En la práctica es recomendable reafilar la herramienta antes de que el desgaste

del labio alcance esta última región. De no hacerlo así la herramienta puede romperse.

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



3.4.4.3. Tipos de desgaste en herramientas frontales

En la figura 25 se pueden apreciar los distintos tipo de desgaste en herramientas

frontales, así como su localización lógica sobre el filo de corte:

Figura 25 – Posibles desgastes en fresas frontales para ranurado.

Los diferentes tipos de desgaste observables en fresas enterizas, descritos en la

norma ISO, son los que se detallan a continuación, mostrándose simultáneamente una

breve descripción de los mismos, así como información gráfica en detalle de su

localización sobre el filo de corte, y considerándose totalmente aplicables a las

operaciones de taladrado.



Desgaste de flanco (VB): Pérdida gradual de material de la herramienta que se

produce en el flanco o superficie de incidencia durante el corte y que provoca el

progresivo desarrollo de una zona de desgaste de flanco. Puede ser de tres

tipos:

- Desgaste uniforme de flanco (VB 1): Zona de desgaste que presenta un

ancho más o menos constante y que se extiende a lo largo de toda la

profundidad de corte activo.

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

- Desgaste de flanco no uniforme (VB 2): Zona de desgaste que presenta un

ancho irregular que varía con la posición del filo en la que se toma la

medida.

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



- Desgaste de flanco localizado (VB 3): Desgaste localizado y exagerado

que se produce en zonas específicas del flanco. Muchas veces es en la

línea de la profundidad de corte, y se denomina entonces desgaste de

entalladura (VBN, notch).

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

Desgaste de la cara de desprendimiento (KT): Pérdida gradual de material de la

herramienta en la cara de desprendimiento durante el corte. Se sitúa en la cara

interior del diente. Entre los tipos específicos el más importante es:

- Desgaste de cráter (KT 1): Desarrollo progresivo de un cráter sobre la

superficie de desprendimiento, orientado de forma paralela al filo de corte

principal y cuya máxima profundidad se localiza a cierta distancia del

mismo.

Figura 29 – Desgaste de cráter (KT 1).



Chipping (CH): Deterioro del filo de corte en el que partículas del material de la

herramienta se desprenden del mismo. Es bastante poco regular en forma y muy

aleatorio. Simplemente evitar este tipo de deterioro es ya un hito importante en

un proceso de optimización del mecanizado. Puede ser:

- Chipping uniforme (CH 1): Pérdidas de pequeños fragmentos de

herramienta repartidas uniformemente a lo largo de los filos de corte y que

influyen significativamente en la anchura del desgaste de flanco.

Figura 30 – Chipping uniforme (CH 1).

- Chipping no uniforme (CH 2): Chipping que aparece de forma aleatoria en

un número reducido de puntos a lo largo del filo de corte activo pero sin

relación alguna entre unos filos y otros.

Figura 31 – Chipping no uniforme (CH 2).



Descascarillado (FL): Pérdida de fragmentos de herramienta en forma de

escamas a lo largo de la superficie de la misma. Se trata de un fenómeno típico

de herramientas con recubrimiento.

Figura 32 – Descascarillado (FL).

Grietas (CR): Fracturas que se producen en la propia herramienta pero que no

implican la pérdida inmediata de material. Pueden ser de origen mecánico o

térmico, y suceden en condiciones de corte que implican grandes secciones de

viruta. Según la forma de las grietas, se pueden clasificar como grietas

perpendiculares al filo, denotadas como CR 1 (figura 33.a), grietas paralelas al

filo, denotadas como CR 2 (figura 33.b), o grietas irregulares, denotadas como

CR 3 (figura 33.c).

a b c

Figura 33 – Tipos de grietas (CR).



Fallo catastrófico (CF): Rápido deterioro que produce un fallo completo de la

zona de corte.

Figura 34 – Fallo catastrófico (CF).

3.4.4.4. Criterios de duración de una herramienta

El principal criterio hace referencia al desgaste de flanco uniforme (VB 1),

dándose como recomendable en condiciones de corte de acabado un valor no superior a

0,3 mm. En los casos en los que el desgaste de filo no es suave y de crecimiento

paulatino, como es el caso del chipping, y por tanto el desgaste de flanco no sigue un

patrón de crecimiento claro, se pueden utilizar alternativamente alguno de los siguientes

criterios:

Una determinada profundidad del desgaste de la cara de desprendimiento (KT).

Chipping (CH). Cuando aparezca chipping ha de ser tratado como un desgaste

localizado (VB 3) utilizando un valor máximo de 0,5 mm como fin de la vida útil

de la herramienta.

Un chipping exagerado o un descascarillado (FL) pueden utilizarse también

como criterios de fin de vida de herramienta.

Los fallos catastróficos (CF) pueden aparecer de forma aleatoria y no deberían

ser utilizados como primera elección para criterio de fin de vida en los ensayos, de no

ser que se repitan en gran multitud de ensayos.



3.4.5. Duración o vida de la herramienta

La vida de la herramienta o duración de un filo de corte se ve limitada por el

desgaste del filo, hasta el punto de que no puede realizar el trabajo para el que fue

seleccionado. El factor limitador puede ser el acabado superficial, la precisión

dimensional, la capacidad de controlar la viruta satisfactoriamente, o cuando el desgaste

de la herramienta es de tal magnitud que el filo ya no es fiable. En último lugar, la vida

de la herramienta termina con la rotura o fractura del filo. Pero el mecanizado aplicado

de forma correcta, con modernas herramientas, no alcanza estos niveles tan drásticos.

La vida predecible de la herramienta es un factor importante, especialmente en los cada

vez más frecuentes mecanizados actuales, donde la operación se realiza en máquinas

cerradas, e incluso de forma automatizada.

Normalmente el criterio varía dependiendo de si se trata de una operación de

acabado o desbaste. Cuando se llega al final de la vida de una herramienta se cambia el

filo antes de que se produzcan roturas que produzcan daños. En este contexto es

importante que el filo de corte se desgaste pero no se rompa. El desarrollo actual trata

incluso de avanzar aún más en controlar mejor la iniciación y forma del desgaste. La

línea de la vida del filo y su comportamiento es un tema que ha llegado a ser importante

en el desarrollo de los materiales de herramientas y geometría para mejorar la vida de

las mismas.

DURACIÓN – VELOCIDAD DE CORTE

Variación en avance

Avance constante

Dur

ació

n

VC

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



Es necesario establecer definiciones claras para saber cuándo están

desgastados los filos con diferentes operaciones, criterios y herramientas. Esto necesita

de alguna atención cuando se toman decisiones en la máquina, o cuando se

inspeccionan herramientas usadas. Obviamente, cuando un filo no genera el acabado

requerido, o cuando no mantiene las tolerancias, no puede utilizarse más para la

operación en cuestión. El riesgo de rotura de filo aumenta con el nivel de desgaste,

especialmente cuando se sobrepasa un valor determinado.

Como se ha mencionado, el mecanizado está lejos todavía de ser una ciencia

completamente analizada y un mismo tema puede contener diferentes alternativas.

Sigue sin conocerse totalmente el proceso que tiene lugar entre la viruta y el filo de

corte. Por lo tanto, en la mayoría de los mecanizados sigue prevaleciendo la experiencia,

las mejores condiciones posibles de mecanizado y el apoyo del conocimiento.

3.4.5.1. Ecuación de Taylor básica y extendida

Se define la vida de la herramienta como el tiempo útil hasta alcanzar un criterio

de duración o fin de vida de la herramienta preestablecido. La velocidad de corte es el

factor que más afecta a la duración o vida de una herramienta para una determinada

combinación de material y herramienta. El trabajo inicial en lo relativo a encontrar

relaciones entre la vida de la herramienta y las condiciones de corte fue realizado por

Taylor (1907), quien planteó una relación empírica que puede escribirse como:

nr

r

c

TT

vv

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛=

nrrnc TvTv =

Donde:

- n es una constante para cada material y herramienta.

- vc es la velocidad de corte.

- T es la duración de la herramienta.

- vr es la velocidad de referencia para la que se sabe que la duración de la

herramienta es Tr.



Esta teoría se basa en el cálculo de la velocidad de corte para una duración

establecida de la herramienta entre dos afilados consecutivos. Taylor, para ello, realiza

una serie sistemática de larguísimos ensayos, haciendo intervenir en los mismos doce

parámetros de corte, entre los que se encuentran las condiciones de corte (velocidad de

corte, avance, profundidad de pasada, etc…), la geometría de la herramienta (ángulo de

situación principal, ángulo de desprendimiento normal, ángulo de caída de filo, radio de

redondeamiento, etc…), y condiciones de trabajo, como el refrigerante utilizado, medios

de fijación de la pieza, potencia y estado de la máquina, tipo de máquina, tipo de

operación, etc…

Pues bien, para estudiar la relación existente entre la vida de la herramienta y la

velocidad de corte, fijó arbitrariamente diez de los parámetros y se dedicó a variar la

velocidad de corte para estudiar la influencia en la duración del filo. Los resultados

obtenidos los llevó a una gráfica en la que en abscisas consta el logaritmo de la

velocidad de corte y en ordenadas, el logaritmo de la vida de la herramienta, de tal forma

que observó que siempre que permaneciesen fijos los diez parámetros, cualesquiera

que fueran sus valores, siempre se obtenía una recta.

La ecuación de Taylor supone muchas simplificaciones. Por ello se plantearon

posteriormente algunas expresiones de forma más general, del tipo:

mVB

nVB

yr

xzc VBCTafv ⋅=⋅⋅⋅

Donde vc es la velocidad de corte, fz es el avance por diente, ar es la profundidad

radial, TVB es el tiempo a un desgaste dado, CVB es la constante de duración a ese

desgaste, y VB corrige el criterio aplicado en el ensayo respecto al de referencia. Los

exponentes x, y, m, son característicos de los binomios herramienta – material pieza.

3.4.5.2. Teoría de Kronenberg

Kronenberg se dedica a hacer ensayos para el cálculo de la fórmula extendida

de Taylor y sus coeficientes, trabajando con la sección S y la esbeltez E. La fórmula que

obtiene está calculada para trabajos de torneado y análogos; los valores de K y las



potencias de S, E y T (vida de herramienta) están calculados y tabulados para el

mecanizado de aceros y fundiciones, así como materiales no férreos.

La fórmula de Kronenberg se detalla a continuación:

( )( )nf

g

c TS

EKv

60

5⋅

⋅=

En la que:

- K es la velocidad de corte en m/min cuando:

S = 1 mm2

E = 5

T = 60 min

- g = 0.14 para aceros.

0.10 para fundiciones.

- f = 0.28 para aceros.

0.20 para fundiciones.

- n = 0.15 para aceros rápidos.

0.30 para carburos metálicos.

0.70 para herramientas de cerámica.

Con herramientas de acero rápido con contenido en W diferente al 16-18 %, se

multiplica el valor de K por una constante KV cuyos valores se muestran en la tabla VI.

Por otra parte, en la tabla VII se muestran los valores de los exponentes de la

ecuación de Kronenberg para elementos no férreos, distinguiendo entre herramientas de

metal duro y herramientas de acero rápido.

Finalmente, en la tabla VIII se muestran los valores del coeficiente K para

materiales no férreos.



Coeficiente Kv con riego

Tipo de A.R. %W %Cr %V %C %Co %Mn sin

riego medio máximo

14-4-1 14 4 1 0,7 a 0,8 - - 0,83 1,04 1,17

18-4-1 18 4 1 0,7 a 0,75 - - 0,94 1,18 1,32

18-4-2 18 4 2 0,8 a 0,85 - 0,75 1,00 1,25 1,40

18-4-2 18 4 2 0,8 a 0,85 10 0,75 1,28 1,60 1,80

18-4-3 18 4 3 0,85 a 1,1 - - 1,08 1,35 1,51

20-4-2 20 4 2 0,8 a 0,85 18 1,00 1,33 1,67 1,86

Tabla VI – Constante modificadora KV para acero rápido.

Herramienta de acero rápido Herramienta de metal duro

Cobre Bronce Latón Aluminio puro Cobre Bronce Latón Aluminio

puro

f 0,1 0,1 0,1 0,1 0,1 0,1 0,1 0,1

g 0,2246 0,2246 0,2782 0,2895 0,10 0,10 0,10 0,10

n 0,1286 0,2127 0,2127 0,4116 - 0,2494 - 0,4116

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

Coeficiente K en mm/min Material a mecanizar herramienta de acero

rápido herramienta de metal

duro Cobre 45 850

Bronce 60 535

Latón 100 1000

Aluminio (Puro) 77 1650

Tabla VIII – Valores de K para materiales no férreos.



3.4.5.3. Teoría de Denis

Las experiencias de Denis, si bien es cierto que son menos precisas que las

realizadas por Taylor, tienen gran ventaja, ya que demuestran de una forma gráfica la

necesidad de elegir la velocidad de corte entre ciertos límites. Los estudios de Denis se

dirigen al cálculo de las velocidades de corte relacionadas con el volumen de viruta

eliminado entre dos afilados consecutivos, entrando a formar parte parámetros como:

La naturaleza del material a trabajar.

Naturaleza del material de la herramienta.

Geometría del filo.

Sección de la viruta.

Máquina empleada.

Refrigeración.

Tipo de operación.

Para el estudio que la influencia que cada uno de los parámetros citados tiene

en el mecanizado, Denis, al igual de Taylor, fija todos ellos, a excepción del que es

objeto de estudio, y construye unos gráficos en los que en abscisas consta el valor de la

velocidad de corte, y en ordenadas, el caudal (rendimiento) de viruta arrancado entre

dos afilados consecutivos. Un ejemplo se muestra en la figura 41. En dicha figura, el

valor máximo de Q, llamado QO, corresponde a una velocidad VO, llamada de mínimo

desgaste, mientras que (Q = 0) cuando (V = VL). Este valor recibe el nombre de

velocidad límite y toma los siguientes valores:

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

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



Denis, además de VO y VL, propone una tercera velocidad VP, a la que llama

velocidad práctica límite y que toma los siguientes valores:

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

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

Todas las velocidades comprendidas entre VO y VP (zona rayada de la figura

36) son aptas para el mecanizado, debido a que la disminución del volumen de viruta

obtenido, puede estar compensado por la disminución del tiempo de trabajo. En la

práctica se suelen utilizar las velocidades menores para trabajos de desbaste y trabajos

en los que el tiempo de montaje de la herramienta es largo, y las velocidades mayores,

para trabajos de afinado y para trabajos en los que el tiempo de montaje de la

herramienta es corto.

Figura 36 – Gráfica de Denis.



3.4.5.4. Ensayos para la mejora de procesos

El desgaste de herramientas es hoy en día un campo de investigación en sí

mismo, dentro de la disciplina denominada Tribología, que es la ciencia del contacto y la

fricción. Con esta ciencia comparte conocimientos, técnicas de investigación,

instrumentos de medida y surgen problemas con el mismo fundamento físico.

Algunas normas interesantes en referencia a los tipos de desgaste de

herramientas, a la nomenclatura de las herramientas y magnitudes y a la forma de llevar

a cabo la experimentación son:

UNE 16-149-82: Geometría de la parte activa de las herramientas de corte,

equivalente a la ISO 3002/1-1982.

ISO 8688-1-1989: Tool life testing in milling. Part 1: face milling, Part 2: end

milling.

ISO 3685-1993: Tool life testing with single point turning tools.

ISO 10899-1996: High speed steel two-flute twist drills. Technical specifications.

ISO 5419: Twist drills: terms, definition and types.

La experimentación es una etapa de enorme importancia en la metodología de

optimización de los procesos de mecanizado. Su finalidad es aumentar el conocimiento

de un proceso y/o llegar a los valores óptimos de los parámetros característicos del

mismo, que son los que minimizan el desgaste de las herramientas o mejoran la calidad

de las piezas. El diseño y la forma de realizar los ensayos son de gran importancia en

los proyectos de I+D sobre mecanizado.

Quizá el tipo de experimentación más interesante desde el punto de vista

industrial es aquella que sirve para establecer la duración de las herramientas, o la

definición de los parámetros de corte que maximicen la productividad del mecanizado.



En estos ensayos se busca definir de forma óptima:

La velocidad de corte a utilizar en un proceso, que reduzca el desgaste de la

herramienta o haga máxima la productividad.

Las condiciones de inmersión, esto es el avance por diente y las profundidades

de pasada axial y/o radial.

El régimen de taladrina a utilizar y su posible reducción o total eliminación. La

idea de buscar la ecoeficiencia de los procesos, que inspira a la industria

europea desde hace aproximadamente cinco años, ha hecho de éste un caso

cada día más habitual.

En este tipo de ensayos el medio más común a utilizar es una máquina de media

o alta velocidad. Se ejecutan ensayos de mecanizado en hilera, midiendo cada cierto

tiempo el desgaste y describiendo el patrón de deterioro de las herramientas.

La norma ISO 8688 (Tool Life Testing in Milling) define el procedimiento de

pruebas para el establecimiento de la duración de las herramientas en fresado. En esta

norma se reflejan los datos a registrar, las magnitudes a medir, y se caracterizan los

tipos de desgaste que pueden ser observados. Sin duda debe ser considerada para

llevar a cabo cualquier experimentación en este sentido.



3.5. ANÁLISIS DE LAS FUERZAS DE CORTE EN EL TALADRADO

3.5.1. Parámetros de corte en el taladrado

Velocidad de corte

Se define como velocidad de corte la velocidad lineal de la periferia de la broca u

otra herramienta que se utilice en la taladradora (escariador, macho de roscar, etc). La

velocidad de corte, que se expresa en metros por minuto (m/min), tiene que ser elegida

antes de iniciar el mecanizado y su valor adecuado depende de muchos factores,

especialmente de la calidad y tipo de broca que se utilice, de la dureza y la

maquinabilidad que tenga el material que se mecanice y de la velocidad de avance

empleada. Las limitaciones principales de la máquina son su gama de velocidades, la

potencia de los motores y de la rigidez de la fijación de la pieza y de la herramienta.

A partir de la determinación de la velocidad de corte se puede determinar las

revoluciones por minuto que tendrá el husillo según la siguiente fórmula:

Donde Vc es la velocidad de corte, n es la velocidad de rotación de la

herramienta y Dc es el diámetro de la herramienta.

La velocidad de corte es el factor principal que determina la duración de la

herramienta. Una alta velocidad de corte permite realizar el mecanizado en menos

tiempo pero acelera el desgaste de la herramienta. Los fabricantes de herramientas y

prontuarios de mecanizado, ofrecen datos orientativos sobre la velocidad de corte

adecuada de las herramientas para una duración determinada de la herramienta, por

ejemplo, 15 minutos. En ocasiones, es deseable ajustar la velocidad de corte para una

duración diferente de la herramienta, para lo cual, los valores de la velocidad de corte se

multiplican por un factor de corrección. La relación entre este factor de corrección y la

duración de la herramienta en operación de corte no es lineal.4



La velocidad de corte excesiva puede dar lugar a:

• Desgaste muy rápido del filo de corte de la herramienta.

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

• Calidad del mecanizado deficiente.

La velocidad de corte demasiado baja puede dar lugar a:

• Formación de filo de aportación en la herramienta.

• Efecto negativo sobre la evacuación de viruta.

• Baja productividad.

• Coste elevado del mecanizado.

Velocidad de rotación de la broca

La velocidad de rotación del husillo portabrocas se expresa habitualmente en

revoluciones por minuto (rpm). En las taladradoras convencionales hay una gama

limitada de velocidades, que dependen de la velocidad de giro del motor principal y del

número de velocidades de la caja de cambios de la máquina. En las taladradoras de

control numérico, esta velocidad es controlada con un sistema de realimentación que

habitualmente utiliza un variador de frecuencia y puede seleccionarse una velocidad

cualquiera dentro de un rango de velocidades, hasta una velocidad máxima.

La velocidad de rotación de la herramienta es directamente proporcional a la

velocidad de corte y al diámetro de la herramienta.



Velocidad de avance

El avance o velocidad de avance en el taladrado es la velocidad relativa entre la

pieza y la herramienta, es decir, la velocidad con la que progresa el corte. El avance de

la herramienta de corte es un factor muy importante en el proceso de taladrado.

Cada broca puede cortar adecuadamente en un rango de velocidades de avance

por cada revolución de la herramienta, denominado avance por revolución (f). Este rango

depende fundamentalmente diámetro de la broca, de la profundidad del agujero, además

del tipo de material de la pieza y de la calidad de la broca. Este rango de velocidades se

determina experimentalmente y se encuentra en los catálogos de los fabricantes de

brocas. Además esta velocidad está limitada por las rigideces de las sujeciones de la

pieza y de la herramienta y por la potencia del motor de avance de la máquina. El grosor

máximo de viruta en mm es el indicador de limitación más importante para una broca. El

filo de corte de las herramientas se prueba para que tenga un valor determinado entre

un mínimo y un máximo de grosor de la viruta.

La velocidad de avance es el producto del avance por revolución por la

velocidad de rotación de la herramienta.

Al igual que con la velocidad de rotación de la herramienta, en las taladradoras

convencionales la velocidad de avance se selecciona de una gama de velocidades

disponibles, mientras que las taladradoras de control numérico pueden trabajar con

cualquier velocidad de avance hasta la máxima velocidad de avance de la máquina.

Efectos de la velocidad de avance

• Decisiva para la formación de viruta

• Afecta al consumo de potencia

• Contribuye a la tensión mecánica y térmica



La elevada velocidad de avance da lugar a:

• Buen control de viruta

• Menor tiempo de corte

• Menor desgaste de la herramienta

• Riesgo más alto de rotura de la herramienta

• Elevada rugosidad superficial del mecanizado.

La velocidad de avance baja da lugar a:

• Viruta más larga

• Mejora de la calidad del mecanizado

• Desgaste acelerado de la herramienta

• Mayor duración del tiempo de mecanizado

• Mayor coste del mecanizado

Tiempo de mecanizado

Para poder calcular el tiempo de mecanizado de un taladro hay que tener en

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

longitud de aproximación depende del diámetro de la broca.

Fuerza específica de corte

La fuerza de corte es un parámetro necesario para poder calcular la potencia

necesaria para efectuar un determinado mecanizado. Este parámetro está en función del

avance de la broca, de la velocidad de corte, de la maquinabilidad del material, de la

dureza del material, de las características de la herramienta y del espesor medio de la

viruta. Todos estos factores se engloban en un coeficiente denominado Ks. La fuerza

específica de corte se expresa en N/mm2.



Potencia de corte

La potencia de corte Pc necesaria para efectuar un determinado mecanizado se

calcula a partir del valor del volumen de arranque de viruta, la fuerza específica de corte

y del rendimiento que tenga la taladradora. Se expresa en kilovatios (kW).

Esta fuerza específica de corte Fc, es una constante que se determina por el tipo

de material que se está mecanizando, geometría de la herramienta, espesor de viruta,

etc.

Para poder obtener el valor de potencia correcto, el valor obtenido tiene que

dividirse por un determinado valor (ρ) que tiene en cuenta la eficiencia de la máquina.

Este valor es el porcentaje de la potencia del motor que está disponible en la

herramienta puesta en el husillo.

Donde:

• Pc es la potencia de corte (kW)

• Ac es el diámetro de la broca (mm)

• f es la velocidad de avance (mm/min)

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

• ρ es el rendimiento o la eficiencia de la máquina

3.5.2. Medición de las fuerzas de corte

En general, se asume como fuerza de corte aquélla que realiza la herramienta

sobre la pieza en cada instante de mecanizado. La variabilidad a la que está sujeto el

proceso durante el tiempo de realización hace que este parámetro sea, a su vez, una

función temporal. La dependencia del tiempo va implícita en los cambios que, durante el

proceso de corte, sufre la herramienta. Adicionalmente, la fuerza de corte depende de



las propias condiciones de mecanizado, esto es, la 1ubricación, el propio material de la

pieza y la herramienta o los parámetros de corte aplicados. En consecuencia, el estudio

de la fuerza de corte debe contemplar un conjunto de factores semejantes al del estudio

de la maquinabilidad de la aleación que se procesa.

Por otro lado, como se comentó anteriormente, la definición más simple de

maquinabilidad hace referencia a la capacidad de una determinada aleación para ser

mecanizada.

De acuerdo con todo lo anterior, parece lógico considerar un criterio de

maquinabilidad basado en los valores de la fuerza de corte necesaria para mecanizar el

material en unas determinadas condiciones, como el material y geometría de la

herramienta y la aplicación o no de lubricantes o refrigerantes. En línea con lo

anteriormente expuesto, seria lo más acertado suponer que el material que requiera la

menor fuerza es el de mayor maquinabilidad, al presentar una mayor facilidad a ser

mecanizado. De igual forma, al combinar esta variable con las velocidades implicadas en

el proceso, esto supondría que el mayor grado de maquinabilidad se tendría para los

valores mínimos de potencia consumida durante el mecanizado.

El análisis de las fuerzas de corte, y su estudio predictivo a partir de modelos de

dependencia de los parámetros de mecanizado, forma parte de uno de los objetivos de

este Proyecto Fin de Carrera. Por esta razón, se ha considerado conveniente llevar a

cabo una breve incursión en el estudio de esta variable.

En la figura 42 se representa un modelo típico de torneado horizontal. En el

proceso de corte del material, aparece una determinada fuerza, cuya orientación puede,

en principio, suponerse dispuesta según una dirección y sentido arbitrarios. Dicha fuerza

es la que se conoce como Fuerza Total de Corte, F, o, simplemente, Fuerza de Corte.

Con objeto de aclarar la nomenclatura que se va a utilizar, conviene indicar que los

vectores se representarán como tales en las ecuaciones y se simbolizarán en “negrita”

en el texto, mientras que en caso contrario se hará referencia a sus módulos.

Inicialmente, es lógico pensar en la posibilidad de que esta fuerza sea

susceptible de ser descompuesta según una serie de componentes. En principio, se



puede considerar la elección de cualquier sistema de referencia que permita dicha

descomposición. No obstante, desde el punto de vista tecnológico, las componentes de

la fuerza que resulten de la aplicación de un determinado sistema de referencia deben

proporcionar una información relacionada con cada uno de los subprocesos que estén

teniendo lugar durante el corte, o bien, estar orientadas según las direcciones

relacionadas con los parámetros tecnológicos de entrada. Esta última opción permite

sugerir la utilización de un sistema de referencia formado por tres vectores unitarios

orientados según las direcciones del avance, ua, la profundidad de corte, up, y la

velocidad de corte, uc, figura 37.

Figura 37 – Descomposición de la fuerza total de corte.

En el proceso de corte considerado, la base {ua, up, uc} anteriormente definida

es una base ortonormal, que determina un triedro ortogonal con sentido positivo, dada la

relación vectorial:

Uc = Ua x Up



De acuerdo con lo anterior, una descomposición natural de la fuerza de corte se

llevará a cabo siguiendo cada una de las tres direcciones del triedro anterior. De esta

forma, la fuerza de corte, F, se podría expresar de la forma:

F = Fa + Fp + Fc

En esta expresión, Fc es la componente tangencial de la fuerza y se encuentra

orientada en la dirección de la velocidad de corte. Por su parte, Fa es una componente

lateral de la fuerza y se encuentra orientada según la dirección de avance. Finalmente,

Fp es la componente en la dirección radial de la pieza y se orienta según la dirección

marcada por la profundidad de corte. Estas tres componentes son las denominadas

componentes naturales o tecnológicas de la fuerza de corte y determinan los esfuerzos

realizados por la herramienta en las direcciones marcadas por los parámetros

tecnológicos de entrada.

Así, Fc determina el esfuerzo cortante necesario para llevar a cabo la separación

de la viruta del material a mecanizar. Por su parte, Fa tiene como principal misión vencer

la resistencia del material de la pieza en el movimiento de avance de la herramienta.

Finalmente, Fp contrarresta la reacción del material de la pieza a ser penetrado,

manteniéndolo firmemente en contacto con la herramienta.

Como se verá posteriormente, existen dispositivos capaces de poder medir

directamente las tres componentes tecnológicas de la fuerza de corte e, incluso, llevar a

cabo registros de su evolución en el tiempo.

En el diagrama de la figura 43 se muestra la evolución con el tiempo de

mecanizado de cada una de las componentes Fa, Fp y Fc para el primer segundo de un

proceso de torneado como el indicado en la figura 42. En una primera observación de

este diagrama se aprecia como cada registro Fx(t) está formado, fundamentalmente, por

dos ramas bien definidas. Así, por una parte, puede distinguirse un estado transitorio de

muy corta duración en el que cada componente de la fuerza pasa, casi

instantáneamente, desde un valor nulo hasta un cierto valor máximo. Este estado se

asocia con el “impacto” de la herramienta con la pieza, el cual origina grandes

intercambios de energía por unidad de tiempo y, por tanto, de la fuerza implicada en el



proceso. Estos intercambios son la consecuencia de las alteraciones de la

microestructura sufridas por el material como consecuencia de dicho impacto. Tras la

compresión inicial, los materiales de la pieza y la herramienta se relajan suavemente,

dando lugar a una ligera disminución de la fuerza, con una pendiente negativa pero

próxima a cero, constituyendo el estado transitorio de relajación. Muchos autores

consideran este estado como parte del transitorio, por lo que no se ha hablado de una

tercera rama. Finalmente, el sistema se estabiliza entrando en un estado estacionario

que solo abandona si se modifican las condiciones de mecanizado establecidas.

Por otro lado, si se analiza el estado estacionario, puede observarse cómo, en

realidad, cada componente de la fuerza presenta una serie de oscilaciones alrededor del

valor medio de la misma. Estas oscilaciones se asocian a causas muy diferentes, como

la rotura de la viruta, inestabilidades del sistema herramienta-pieza, heterogeneidades

del material que se mecaniza, formación de recubrimientos inestables de material en la

herramienta, etc.

El estudio de las oscilaciones anteriormente referidas implica la aplicación de

distintas técnicas matemáticas de tratamientos de datos tanto en el dominio del tiempo

como en el dominio de frecuencias.

Básicamente, las técnicas en el dominio del tiempo se asocian a tratamientos

estadísticos de los registros F-t. No obstante, el más extendido obvia el análisis

pormenorizado de las oscilaciones, estudiando el valor medio de la fuerza en el estado

estacionario del sistema. Este estudio permite obtener información acerca del

comportamiento promedio de dicho sistema durante el proceso de corte en el intervalo

de tiempo estudiado.



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

En otro orden de cosas, de los registros incluidos en figura 38 puede deducirse

que, una vez alcanzado el estado estacionario, el valor de Fc es muy superior a los

alcanzados por las otras dos componentes. Por esta razón, es frecuente ver cómo a esta

componente se le designa componente principal de la fuerza de corte o, simplemente,

fuerza de corte.

A pesar de la importancia que puedan tener las otras dos componentes a la hora

de suministrar información acerca de algunos procesos, dado el carácter y objetivos de

este Proyecto Fin de Carrera, se ha procedido exclusivamente a analizar esta

componente y su dependencia de los parámetros tecnológicos aplicados, dejando para

trabajos futuros su evolución en el tiempo y el análisis de las otras dos componentes. En

consecuencia, por adoptar una terminología sencilla, pero reconocida, en lo que sigue se

entenderá por fuerza de corte a la componente principal de la misma, en el sentido de lo

apuntado anteriormente.



3.5.3. Análisis paramétrico de la fuerza de corte

De acuerdo con todo lo anteriormente analizado, la respuesta de la pieza ante la

acción de la herramienta depende de las condiciones de trabajo a las que se someta.

Estas condiciones vienen impuestas por los propios parámetros tecnológicos (a, p, v), la

geometría y el material de la herramienta, el propio material a mecanizar, las

condiciones de lubricación y el procedimiento de mecanizado. En ese sentido, se puede

escribir:

Fc = f (a, p, v, g1,…, gn, m1,…, mh, n1,…, np, lu, x1,…, xm) ec. i

En esta expresión, g1,...,gn son los diferentes parámetros que definen la

geometría de la herramienta, m1,...,mh son parámetros dependientes del material de la

herramienta, n1,...,np son parámetros asociados con el material a mecanizar, lu incluye

las condiciones de lubricación y x1,...,xm son parámetros relacionados con el propio

proceso en sí. La ecuación (i) se conoce como Ecuación Paramétrica para la Fuerza de

Corte. Esta ecuación permite efectuar predicciones sobre el valor de la fuerza y, por

ende, de la maquinabilidad de la aleación que se mecaniza, para unas determinadas

condiciones.

No obstante, el número de variables implicadas en la expresión (i) resulta

inmanejable y el estudio de la dependencia de la fuerza de todas ellas, prácticamente

imposible. Por esta razón, el análisis paramétrico de la fuerza de corte se suele

circunscribir a unas condiciones especiales de trabajo en las que se entiende que se va

a llevar a cabo el proceso de mecanizado. Debido a ello, resulta frecuente fijar

condiciones como la lubricación, el material de la pieza y la geometría y material de la

herramienta. Establecidas estas condiciones, el estudio de la fuerza de corte se reduce

al análisis de su variación con respecto a los parámetros de corte aplicados: a, p y v.

En el sentido de lo apuntado en el párrafo anterior, la expresión (i) se puede

escribir de forma reducida:

Fc = f (a, p, v) ec. ii



La expresión (ii) es, por tanto, una ecuación paramétrica de la fuerza de corte

para unas condiciones de mecanizado de un determinado material con una herramienta

especifica.

Habitualmente, esta ecuación adopta la forma:

Fc = C · ar · pm · vn ec. iii

La constante C de proporcionalidad se denomina constante de fuerza. Esta

constante y los valores do los exponentes r, n y m dependen de los parámetros antes

comentados fijados en el proceso. La ecuación anterior permite predecir los valores de la

fuerza de corte para distintos v, a y p, en el mecanizado de una determinada aleación

con una herramienta fijada y en condiciones concretas de lubricación.

Dependiendo del material con el que se esté trabajando, algunos de los

parámetros tecnológicos pueden considerarse poco influyentes en la fuerza y eliminarse

de la expresión (i). Así, por ejemplo, Boubekri elimina de la ecuación (iii) la velocidad de

corte por su escasa relevancia en la predicción de la fuerza de corte. Otros autores

eliminan la profundidad por su poca influencia en el mecanizado de aleaciones de

aluminio para forja.

En muchas ocasiones, la expresión (iii) se escribe en términos de la fuerza

específica de corte.

Ks = Fc / S ec. iv

Donde S es la sección de la viruta indeformada. Así:

Ks = Cs · ar · pm · vn ec. v

En esta ecuación:

Cs = C / S ec. vi



Conviene volver a recordar que las ecuaciones (iii) y (v) permiten configurar un

modelo de comportamiento del material en el proceso de mecanizado que se estudia. El

análisis de la fuerza de corte, por tanto, se puede llevar a cabo a partir del

establecimiento de este tipo de ecuaciones. La extrapolación de este modelo a rangos

de a, p y v superiores a los estudiados experimentalmente permitirán establecer

predicciones del valor de Fc para condiciones fuera de las analizadas.

Las expresiones anteriores implican la dependencia explicita de los parámetros

tecnológicos y la fijación del resto de las variables. No obstante, existen modelos en los

que la fuerza de corte se relaciona, bien con algunas de las restantes variables, bien de

forma implícita con los parámetros de corte.

Así, recientemente, se han desarrollado otras expresiones para predecir la

fuerza de corte. En ese sentido, Sikdar introduce un polinomio de quinto grado de la

forma:

Fc = A · Ar5 + B · Ar

4 + C · Ar3 + D · Ar

2 + E · Ar + F ec. vii

En esta expresión, A, B, C, D, E y F son constantes y Af representa el área de

desgaste del flanco de la herramienta.

Por otra parte, Thomas presenta una ecuación potencial en la que incluye la

dependencia de la geometría de la herramienta. Esta expresión tiene la forma:

Fc = A · am · pn · lc · rd · vb ec. viii

En esta ecuación, el parámetro l es la longitud del voladizo de la herramienta y r

el radio de punta de la misma.

Por su parte, Noordin propone un polinomio de segundo orden para predecir la

fuerza de corte:

Fc = A + (B · v) + (C · a) + (D · SCEA) + (E · SCEA2) + (F · a · SCEA) ec. ix



En este polinomio, A, B, C, D, E y F son constantes, v es la velocidad de corte, a

es el avance, SCEA es el ángulo de posición del filo.

Finalmente, Lin y colaboradores proponen una expresión para predecir la fuerza

que se presenta en el torneado, con la forma:

Fc = A + (B · v) + (C · v2) + (D · a2) + (E · v · a) + (F · a · p) ec. x

En esta ecuación, A, B, C, D, E y F son constantes. Esta expresión es obtenida

mediante la aplicación de redes neuronales y se muestra que el porcentaje de error

absoluto cometido es menor que el obtenido en análisis por regresión.

En resumen, la maquinabilidad de una aleación puede determinarse a partir de

criterios en la fuerza de corte y, de forma más sencilla, a partir de consideraciones sobre

los valores de su componente principal. El control de la fuerza de corte y, por ende, de la

maquinabilidad, puede llevarse a cabo a partir del estudio de su dependencia de las

variables que intervienen en el proceso. Para unas condiciones de mecanizado fijadas,

como la lubricación, el material de la pieza y el material y geometría de la herramienta, la

fuerza puede escribirse como función sencilla de los parámetros de corte. Estas

funciones permiten predecir el valor de dicha variable y, como consecuencia, el grado de

maquinabilidad de la aleación estudiada, en las condiciones de corte establecidas.



Capítulo 4 Metodología Experimental

Es el momento de realizar una descripción exhaustiva de la

metodología utilizada para llevar a cabo los ensayos, que son la parte

principal del proyecto. El punto de partida son las recomendaciones

METCUT y la norma ISO 8688, que nos guían en la realización de

ensayos de vida de herramienta. Adicionalmente se realiza una

descripción de los equipos utilizados, así como del procedimiento

para llevar a cabo las mediciones de duración de vida de

herramienta.



4. METODOLOGÍA EXPERIMENTAL

4.1. METODOLOGÍA ADOPTADA

La metodología adoptada para la realización de este proyecto se fundamenta y

ajusta en la medida de lo posible a las recomendaciones y observaciones que se

realizan en la norma ISO 8688 (“Tool Life Testing in Milling”), parte II (“End milling”), de

1989, así como en las del instituto METCUT.

Las recomendaciones de dicha norma están encaminadas en obtener la vida de

herramienta de fresas enterizas de 2 ó 4 dientes, en operaciones de ranurado en acero.

Por ello, se han adaptado los parámetros que podrían resultar incompatibles con la

realización de los ensayos utilizando la mencionada aleación F-1140, siempre

respetando las observaciones principales que nos llevarán a obtener unos resultados

relevantes.

Debido a la duración limitada de que se disponía al comenzar este proyecto, se

han realizado los ensayos encaminados a obtener la vida de herramienta utilizando

como variable de comparación tipo de líquido refrigerante. Así, en un primer ensayo,

éste ha sido suministrado por un equipo MQL externo. Adicionalmente, se ha realizado

un ensayo utilizando fluido de corte convencional en emulsión al 6 %, con el fin de

comprobar el grado de efectividad de la técnica de lubricación por cantidades mínimas.

Para la realización del presente proyecto se ha elegido el acero F-1140 debido a

la gran aceptación y utilidad que tiene en la construcción y la industria de automoción.

De este modo se intenta cubrir el objetivo de ofrecer unos resultados que puedan ser de

utilidad para usuarios de esta tecnología (MQL) en el mecanizado de aquél material.

Otro importante factor es la buena maquinabilidad de este tipo de acero, que nos evitará

problemas añadidos o externos a los objetivos fundamentales del proyecto.



RECOGIDA Y ANÁLISIS DE

DATOS

INSTALACIÓN MESA

DINAMOMÉTRICA

INSTALACIÓN EQUIPO MQL

PROGRAMACIÓN DEL CNC

CÁLCULO DE PARÁMETROS

DE CORTE

PREPARACIÓN DE PROBETAS

SELECCIÓN DE HERRAMIENTA

ELECCIÓN DEL MATERIAL

ELABORACIÓN DE

CONCLUSIONES

SESIONES DE TALADRADO

REDACCIÓN DE DOCUMENTOS

ESTUDIO DEL ESTADO DEL

ARTE

Figura 39 – Diagrama de flujo del desarrollo del proyecto.



4.1.1. Preparación de piezas de trabajo

Como se ha comentado anteriormente, se han utilizado para la realización de las

sesiones de corte probetas elaboradas a partir de barras de sección rectangular de

acero F-1140.

Para cumplir con las restricciones dimensionales de la mesa dinamométrica,

dichas barras se han dividido en tochos de trabajo con una longitud de 170 mm,

utilizando una sierra alternativa. De esta forma se han obtenido con unas dimensiones

de 170 x 100 x 40 mm.

Posteriormente se han acondicionado las piezas para permitir su sujeción a la

mesa dinamométrica.

En la figura 40 se muestra una pieza de trabajo utilizada en el ensayo, y su

estado una vez efectuado el ensayo.

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



El proceso de preparación de las piezas de trabajo se puede resumir en el

siguiente diagrama de flujo:

TALADRADO AGUJEROS SUJECIÓN

LIMADO DE ARISTAS Y LIMPIADO

SERRADO DE BARRAS DE

TRABAJO

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

4.1.2. Elección de la herramienta

Se ha realizado la elección de la herramienta a propuesta del fabricante HPS

Tools - Hepresan, adaptando convenientemente los parámetros particulares al proyecto,

obteniendo como idónea para la realización del ensayo una broca de dicha marca,

modelo HA3D*6-LK con los siguientes parámetros y características:

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

Z: 2 dientes

L1: 66 mm

L2: 28 mm

L3: 36 mm

D1: 6 mm

D2: 6 mm



Material: Metal duro de microgramo K30F, recubrimiento Helica

Mango: Cilíndrico (DIN 6537D)

Tipo: Taladrado profundo alto rendimiento

Serie: Eco Tool 3D

En la figura 43 se muestra la broca utilizada en el ensayo.

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

4.1.3. Cálculo de los parámetros de corte

Los parámetros de corte a utilizar durante los ensayos se han obtenido en base

a los siguientes cálculos, partiendo de una condición de acabado, así como las

condiciones impuestas por el fabricante (+20 %):

1. Debido a la condición de acabado, se parte de un espesor máximo de viruta

de valor:

mmhex 3.0=

2. La profundidad de taladrado será de 18 mm (3*D), y se realizará en tres

pasadas de 6 mm cada una, saliendo con la herramienta para evacuar viruta

en cada una de ellas:

3. El avance por diente fz se puede calcular mediante la siguiente expresión:

( )22 2sin e

exz

aDD

hDf⋅−−⋅

⋅=

λ



Siendo D el diámetro de la herramienta, y λ el ángulo de inclinación de filo,

obtenemos un valor para el avance por diente:

mmfz 108,0=

4. Finalmente, y teniendo en cuenta, tanto las limitaciones del centro de

mecanizado en cuanto a velocidad del husillo n, como las recomendaciones

del fabricante de la herramienta en cuanto a la velocidad de corte vc,

obtenemos los parámetros restantes mediante la aplicación inmediata de las

siguientes ecuaciones:

1000nDvc⋅⋅

=π

znfv zf ⋅⋅=

Siendo vf la velocidad de avance de la mesa, y z el número de dientes de la

herramienta, obtenemos unos valores finales, ya mayorados en un 20% como

condición del fabricante, de:

min/120mvc =

rpmn 6375=

min/1375mmv f =

Debido a la condición asumida de acabado, la potencia necesaria para realizar

la operación requerida por el ensayo, y cuyos parámetros se acaban de calcular

anteriormente, será completamente asumible por el centro de mecanizado, y no se ha

realizado un cálculo exhaustivo de demostración. No obstante, éste será uno de los



parámetros a medir en el ensayo, y allí (en los resultados) se ofrecerán los valores

registrados por la mesa dinamométrica.

De igual modo, se ha comprobado que el resto de parámetros son asumibles por

el centro de mecanizado, como en el caso de la velocidad del husillo, que se sitúa

aproximadamente a un 80 % del régimen máximo de la misma.

4.1.4. Programación del centro de mecanizado

Para llevar a cabo el ensayo encaminado a determinar la vida de la herramienta,

es necesario definir la operación de mecanizado a realizar, así como la forma de llevarla

a cabo.

En el caso que nos ocupa, seguimos las indicaciones del instituto METCUT, así

como de ensayos realizador por otros investigadores, en donde se nos proponen las

condiciones óptimas para evaluar la duración de una herramienta de taladrado mediante

este tipo de ensayos.

Como el objetivo del ensayo es determinar cuánto tiempo, cantidad de material,

longitud de corte, o número de agujeros es capaz de realizar la herramienta hasta llegar

a un valor de desgaste predeterminado, se ha diseñado un programa de corte en el que

la herramienta vaya realizando un mapa de agujeros con las profundidades de taladrado

y secuencia definidas.

De este modo, la herramienta va describiendo una trayectoria en forma

alternativa, realizando los taladros en toda la superficie útil de la pieza, y con unos

márgenes suficientes para evitar posibles roturas de las paredes de los agujeros (2mm).



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

El programa a introducir en el control numérico se ha elaborado con la ayuda del

módulo de mecanizado de Catia V5 R15, si bien, al tratarse de una operación de fácil

programación, basada en la repetición de la misma operación en distintas coordenadas

de una superficie, se ha terminado de elaborar manualmente por el autor.

Se muestra a continuación el encabezado seguido de unas cuantas líneas de

código, en las que se aprecia el ciclo de taladrado profundo utilizado (G83), así como la

sucesión de coordenadas para la repetición de dicha operación.

%

N10 G91 G28 G00 Y0. Z200.

N20 T9 M6

N30 M3 S6375

N40 G54

N50 G00 G90 X0. Y0.



N60 G43 Z50. H9

N70 M8

N80 G00 Z25.

N90 G01 X9. Y6. Z2. F50.0

N100 G83 G98 X9. Y6. Z-18. R1. Q6. F1375.0

N110 X17.

N120 X25.

N130 X33.

N140 X41.

…

Evidentemente, en los ensayos realizados utilizando la aplicación de MQL, el

comando que activa el fluido de corte del centro de mecanizado (N70 M8) se ha

suprimido. Los agujeros sobre la pieza de ensayo quedan, de este modo, de la forma

mostrada en la figura 45:

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



4.1.5. Instalación y adaptación del equipo MQL

Siguiendo las recomendaciones de instalación y puesta en funcionamiento del

fabricante del equipo de lubricación por cantidades mínimas externo utilizado en los

ensayos, se procedió a la instalación del mismo en el centro de mecanizado.

El equipo MQL utilizado, al igual que la mayoría de modelos de lubricación

externa, se suministra con sendos imanes que permiten situarlo en la zona más

conveniente o de fácil acceso del centro de mecanizado. Igualmente, las espigas que

nos acercan las boquillas de suministro del lubricante se adhieren al husillo (en nuestro

caso) mediante el mismo método.

Un esquema del proceso para la instalación y adaptación del equipo MQL es

descrito en el siguiente diagrama de flujo:

LLENADO DE LUBRICANTE APTO

PARA MQL

COLOCACIÓN EN EL CENTRO DE

MECANIZADO

AJUSTE DE PRESIONES Y CAUDALES

ORIENTACIÓN DE LAS BOQUILLAS DE

SUMINISTRO

RECEPCIÓN DEL EQUIPO DE MQL

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



La ubicación del equipo en el centro de mecanizado se ha realizado en un lateral

del mismo, cerca de la línea de suministro de presión necesaria para su funcionamiento,

como se puede apreciar en la figura 47:

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

Previamente a la instalación del equipo en el centro de mecanizado, se eliminó

la electroválvula de regulación de paso de aire, ya que la apertura de la llave de paso del

aire a presión se realizaba manualmente.

Antes de comenzar con los ensayos y puesta en funcionamiento del equipo

MQL, se procedió al llenado del depósito (con capacidad para 0,5 l) del mismo con

aceite lubricante específico para lubricación por cantidades mínimas, suministrado por el

fabricante Rhenus Lub. (denominación comercial NOR SSL).



Seguidamente, se procedió a efectuar la conexión a la toma de presión, y se

regularon las presiones de funcionamiento según las recomendaciones hechas por el

fabricante (1 bar para el depósito de aceite, y 7 bar para la pulverización por las

boquillas). Se llevó a cabo una sesión de rodaje del equipo, variando presiones y

caudales, para comprobar su correcto funcionamiento. Finalmente, se orientaron ambas

boquillas de suministro de tal forma que el mayor tiempo posible efectuaran un ataque

en caras opuesta de la broca, para cubrir la mayor proporción de ésta.

4.1.6. Instalación y calibración de la mesa dinamométrica

Siguiendo las recomendaciones de instalación y puesta en funcionamiento del

fabricante del dinamómetro piezoeléctrico utilizado en los ensayos, se procedió a la

instalación del mismo en el centro de mecanizado.

El dinamómetro piezoeléctrico se instala en el CNC mediante 4 espárragos

M8x1,25 que la sujetan a la base de la mesa del centro de mecanizado. De este modo,

el dinamómetro será la base a la cual se fijará la pieza objeto del ensayo, permitiendo

así recoger de un modo directo los esfuerzos producidos a causa de las operaciones de

mecanizado sobre la pieza de trabajo.

El montaje final se muestra en la figura 48:

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



4.1.7. Organización y realización de sesiones de taladrado

Para llevar a cabo las sesiones de taladrado que conforman la parte principal del

proyecto, se precisa seguir una rutina de actuación bien definida. Ésta comprende

actividades referentes tanto a la puesta a punto del centro de mecanizado como otras

tan dispares como definir el sistema de sujeción de la pieza para asegurar la

repetibilidad, o el sistema de interpretación de medición de desgaste.

En el siguiente diagrama de flujo se muestra el procedimiento seguido para la

realización de las sesiones de taladrado:

REINICIAR ORIGEN DE COORDENADAS DE LA

MÁQUINA

FIJACIÓN DE HERRAMIENTA EN LA

MESA DINAMOMÉTRICA

CÁCULO CORRECTOR DE LONGITUD DE

HERRAMIENTA

DESGASTE > LÍMITE

CÁLCULO ORIGEN DE COORDINADAS DE LA

PIEZA

SIMULACIÓN DE EJECUCIÓN DEL

PROGRAMA

SESIONES DE TALADRADO Y TOMA DE

DATOS

NO

SI

VOLCADO DEL PROGRAMA AL

CONTROL NUMÉRICO

DETERMINACIÓN VIDA DE HERRAMIENTA

Figura 49 – Organización de las sesiones de taladrado.



Una vez instalados los equipos, preparadas las piezas de trabajo y elaborado el

programa con el que realizaremos el ensayo, se procede a su volcado desde el

ordenador al control numérico del centro de mecanizado.

Una vez en la memoria del control numérico, se realizaron simulaciones a una

velocidad reducida para comprobar que no existían movimientos extraños u otros fallos

en el programa.

El primer paso dado para configurar el centro de mecanizado a nuestras

operaciones fue la obtención del “cero pieza”, o valor en coordenadas absolutas

(máquina) del centro de coordenadas local de la pieza de trabajo. Para ello se obtuvo el

valor de la posición del centro de coordenadas local de la pieza en los tres ejes de la

máquina (X, Y, Z). Estos valores se introducen en el espacio de memoria escogido para

nuestra operación en el control numérico. Automáticamente, al leer el programa

introducido, sumará o restará según proceda estos valores para que la lectura se

interprete referida al origen de coordenadas de la pieza.

A continuación se procedió a la sujeción de la broca en el portaherramientas de

la máquina. Con el portaherramientas en el husillo, el siguiente paso consiste en calcular

la longitud de herramienta, corrector que habremos de introducir en el espacio de

memoria correspondiente a esta herramienta en el control numérico.

Para ello se toma la distancia entre la base del husillo y la punta de la

herramienta mediante un procedimiento muy sencillo: Con la pieza situada en la posición

de trabajo, se palpa alternativamente en su cara superior con la base del husillo y la

punta de la herramienta, registrando los valores en el eje Z que nos ofrece la pantalla del

control numérico. La diferencia entre ambos valores es la longitud de herramienta.

Completadas las anteriores fases, se procedió a la realización de las sesiones

de taladrado en las condiciones de lubricación requeridas en cada caso.



4.1.8. Medición de las fuerzas de corte

Las mediciones de las fuerzas de corte y los momentos asociados se registran

de forma automática en un archivo informático mediante la adquisición de datos en

tiempo real que nos permite el montaje realizado.

La señal registrada sale de la mesa dinamométrica con un valor de unos pocos

pC/N. Esta señal, una vez amplificada, se recoge por un PC equipado con una tarjeta

encargada de convertir la señal analógica a digital. La frecuencia de muestreo

seleccionada para la caracterización que nos ocupa, y que representa la velocidad a la

que la tarjeta de adquisición de datos toma las muestras, es de 32000 Hz. Los datos

adquiridos por el ordenador se guardan en formato ASCII para poder ser tratados,

posteriormente, por el software Dasylab.

La adquisición de datos es realizada de forma global, registrándose de este

modo todos los parámetros que nos ofrece el dinamómetro piezoeléctrico (fuerzas y

momentos en los tres ejes cartesianos). No obstante, el valor que servirá para

determinar la potencia necesaria en la operación de taladrado será la componente de

par registrada en el sentido de giro (corte) de la broca, esto es Mz.

Igualmente, se analizarán los valores registrados correspondientes a la fuerza de

avance (Fz) necesaria para realizar la operación de taladrado en las condiciones de

corte prefijadas.

No obstante, la componente de potencia aportada por la mencionada fuerza de

avance es despreciable (así se considera en otros estudios anteriores) con respecto a la

potencia consumida debido al efecto de corte registrado en forma de par.

Con la medición y estudio de las fuerzas de corte descritas, estaremos en

condiciones de ofrecer los consumos y demandas de potencia asociados a la operación

de taladrado en acero F-1140, así como de correlacionar los mencionados parámetros

con la duración de la herramienta y el tipo de lubricación utilizada, cubriendo así los

objetivos principales del presente proyecto.



4.2. EQUIPOS

En este apartado se van a describir los equipos y máquinas que han sido

necesarios para llevar a cabo los ensayos, y en general, todo el proyecto. No ha lugar a

realizar una descripción exhaustiva, si bien sí se contemplarán las características

principales de los equipos, así como una breve descripción de su funcionamiento si fuera

procedente.

4.2.1. Centro de mecanizado

El centro de mecanizado en el que se ha llevado a cabo el desarrollo de las

sesiones de taladrado es un centro de mecanizado vertical de 3 ejes y medio, marca

Hartford, modelo HV-35. Se encuentra ubicado en el Laboratorio de Sistemas de

Fabricación del I.C.A.I., perteneciente a la Universidad Pontificia de Comillas.

Figura 50 – Centro de mecanizado Hartford HV-35.



Las principales características de este centro de mecanizado se detallan en la

tabla IX:

Ítem Unidad Valor MOTOR

Potencia kW (HP) 7,5 (10)

Velocidad husillo r.p.m. 60 – 8000

AVANCES

Velocidad de avance mm/min 1 – 7000

Desplazamiento en rápido (ejes X, Y) mm/min 18000

Desplazamiento en rápido (eje Z) mm/min 16000

ZONA DE TRABAJO

Superficie de trabajo mm 810 x 400

Recorrido eje Z mm 400

HERRAMIENTAS

Peso máximo de pieza kg 300

Capacidad almacén herramientas pzs 16

Peso máximo de herramienta kg 6

Tamaño máximo de herramienta (d x l) mm 85 x 200

Tiempo de cambio de herramienta s 6

PRECISIÓN

Posicionamiento mm 0,005/300

Repetibilidad mm 0,003

CONSUMOS

Presión de aire requerida kg/cm2 6

Potencia eléctrica kVA 18

VALORES PROPIOS

Peso kg 3800

Superficie para su instalación mm 1820 x 2300

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



El centro de mecanizado se rige mediante un control numérico modelo Meldas

M500 del fabricante Mitshubishi. Por último se muestra en la figura 51 un pequeño

esquema en planta del centro de mecanizado, así como una reproducción de su placa

de características.

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

CENTRO DE MECANIZADO

HARTFORD SHE HONG INDUSTRIAL CO., LTD.

SERIAL NO.: OOO835

DATE: 21/II/1997

MODEL: HV-35

SYSTEM: FCA520AMR

NO.: M5YT302196Y

ORIGEN: TAIWAN

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



4.2.2. Equipo de MQL externo

El equipo de lubricación por cantidades mínimas que se ha utilizado para realizar

el estudio es el modelo Smart del fabricante alemán Vogel. Es un equipo de lubricación

externa mediante dos boquillas, y cuyas principales dimensiones se pueden observar en

la figura 52:

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



El funcionamiento del equipo es muy sencillo, y se basa en el suministro de aire

a presión en la zona de corte, que a su vez arrastra por efecto Venturi diminutas gotas

de aceite lubricante desde el depósito presurizado. Las principales especificaciones del

equipo se detallan en la tabla XI.

Ítem Unidad Valor RECIPIENTE

Diseño del depósito Metálico Posición de funcionamiento Vertical

Capacidad del depósito l 0,5 Altura mm 230

Anchura mm 75 Diámetro del depósito mm 75 Boquillas de rociado 2

Peso en vacío kg 3,5

SERVICIO DE PRESIÓN Presión máxima de entrada bar 10 Presión mínima de entrada bar 2,5

Presión máxima de servicio de aceite bar 2

Consumo de aire por cada salida Nl/min 50

Tabla XI – Características del equipo MQL Smart de Vogel.

EQUIPO MQL

WILLY VOGEL AG (SKF GROUP)

TYPE: SMART

ORDER NO.: UFS20 – 018

OPERATING VOLTAGE: DC 24V 2ª

CONSTR. YEAR: 2005

SERIAL NO.: OOO2272507

ORIGEN: ALEMANIA

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



Un esquema de funcionamiento del equipo utilizado en este ensayo se muestra

en la figura 53. La instalación y puesta a punto del equipo MQL han sido descritas en el

apartado 4.1.5. del presente documento.

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

Figura 54 –Equipo MQL modelo Smart de Vogel.



4.2.3. Microscopio estereoscópico

El microscopio estereoscópico utilizado para la verificación del desgaste de filo

pertenece a la marca Olympus, modelo SZH, con un rango de aumentos de 7,5x a 64x, y

se aloja en el Laboratorio de Materiales del I.C.A.I., perteneciente a la Universidad

Pontificia de Comillas.

Si bien no se lleva a cabo una descripción en profundidad de los materiales

secundarios, sí se muestra una imagen del microscopio en su ubicación habitual en la

figura 55:

Figura 55 – Microscopio estereoscópico modelo SZH de Olympus.



Este instrumento tiene la peculiaridad de permitir una visión aumentada del

objeto de estudio pero sin distorsionar su forma, ya que el sistema de lentes que lleva

incorporado ofrece una visión tridimensional de gran amplitud de campo.

4.2.4. Durómetro

Para llevar a cabo el ensayo de dureza sobre la pieza de trabajo requerido en la

norma ISO 8688, se ha utilizado el durómetro del fabricante Hoytom, tipo 1003 A,

situado en el Laboratorio de Materiales del I.C.A.I., perteneciente a la Universidad

Pontificia de Comillas.

Una imagen del mismo en su ubicación habitual se muestra en la figura 56:

Figura 56 – Durómetro Hoytom, tipo 1003 A.



4.2.5. Sierra alternativa

Para llevar a cabo la preparación y corte a medida de las piezas de acero sobre

las que se realizaron las sesiones de taladrado, se utilizó una sierra alternativa hidráulica

del fabricante español Sabi, modelo SH260.

Se trata de una sierra con presión de corte y mordazas ajustables, tres

velocidades de corte, elevación rápida del arco, motobomba de refrigeración

independiente y parada automática al finalizar el corte. Todo ello conforme a las normas

de la Comunidad Europea (sello CE).

A continuación se muestra la sierra alternativa en su emplazamiento original

(Laboratorio de Fluidos y Calor del I.C.A.I.), perteneciente a la Universidad Pontificia de

Comillas.

Figura 57 – Sierra alternativa hidráulica SH260 del fabricante Sabi.



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

tabla XIII:

Ítem Unidad Valor CAPACIDAD DE CORTE

Máximo diámetro de corte mm 260 Máximo lado de corte mm 260 x 260 Velocidades de corte m/min 12 – 20 – 32

Rango de avance mm 0.1 – 4

VALORES PROPIOS Alto mm 1430

Ancho mm 845 Largo mm 1100

Tamaño de hoja mm 400 x 32 x 2

Potencia kW 1.5

Peso kg 350

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

4.2.6. Mesa dinamométrica

La mesa dinamométrica está formada por cuatro sensores de medida de fuerzas

en los tres ejes coordenados, que están fijados a las bases superior e inferior con una

alta precarga. Cada sensor contiene tres pares de placas de cuarzo; uno de ellos

sensible a la variación de presión en el eje Z, y los otros dos a las direcciones X e Y

respectivamente. Las componentes de fuerza se miden prácticamente sin

desplazamiento.

Las señales de salida de los cuatro sensores de fuerza están interconectadas

dentro de la propia mesa dinamométrica para permitir obtener mediciones de las fuerzas

resultantes, así como de los momentos. Las ocho señales están disponibles en el

conector de salida de 9 pin.



Los cuatro sensores están conectados con aislamiento a tierra. Esto elimina

problemas en las señales.

La mesa dinamométrica está aislada herméticamente para evitar la

contaminación de las señales y sensores por líquidos y/o lubricantes. Junto con el cable

de conexión mod. 1687B5, el tipo de protección de la mesa dinamométrica es de clase

IP 67. Igualmente, la base superior cuenta con un aislamiento térmico que hace que la

mesa dinamométrica sea estable ante variaciones de temperatura.

A continuación se muestran algunos datos técnicos de la mesa dinamométrica:

Datos técnicos Unidad Valor Rango Fx, Fy kN -5 … 5

Rango Fz kN -5 … 10

Sobrecarga Fx, Fy kN -7,5/7,5

Sobrecarga Fz kN -7,5/15

Sensibilidad Fx, Fy pC/N -7,5

Sensibilidad Fz pC/N -3,7

Linealidad % FSO <1

Histéresis % FSO <0,5

Rigidez Cx, Cy kN/um >1

Rigidez Cz kN/um >2

Frecuencia natural kHz 3,5

Rango de temperaturas ºC 0 … 70

Capacidad (del canal) pF 220

Resistencia de aislamiento (20 ºC) Ohm >1013

Resistencia de puesta a tierra Ohm >108

Peso propio kg 7,3

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



En las figuras 58, 59, 60 y 61 se muestra una imagen de la mesa dinamométrica

utilizada para medir las fuerzas de corte durante los ensayos, así como sus principales

dimensiones y esquema de montaje.

Figura 58 – Mesa dinamométrica 9257B de Kistler.

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



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

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



4.3. MEDIDAS EXPERIMENTALES

Para llevar a cabo con éxito los objetivos del presente proyecto es necesario

poder determinar con la mayor exactitud posible los valores de las fuerzas y momentos

de corte que permitirán asociar los mismos a la vida de la herramienta. Para ello, y

siguiendo el procedimiento descrito en el apartado 4.1.7. del presente documento, se

realizan las mediciones de los dos tipos de factores (fuerza de avance y momento de

corte) que determinan la potencia de corte. No obstante, se ha tenido en cuenta la

aparición de otros indicadores de desgaste en el filo de la herramienta que pudieran ser

limitantes debido a su influencia en la calidad de acabado, tales como el análisis de la

viruta y la aparición de chirrido constante durante la operación de taladrado.

4.3.1. Medición de la fuerza de avance (Fz)

La evolución del valor de la fuerza de avance (Fz) está directamente asociada a

la evolución del desgaste en la herramienta de corte. Si bien es la componente de la

potencia de corte menos relevante, no es menos cierto que su relación con el desgaste

del filo de la herramienta permite inferir éste de un modo cualitativo respecto a aquella

con totales garantías, tal y como se podrá observar en los resultados obtenidos.

La fuerza de avance multiplicada por la velocidad de avance nos permitirá

determinar la componente lineal de la potencia necesaria para efectuar la operación de

taladrado. Como se ha comentado anteriormente, esta componente es claramente

inferior a la componente asociada al momento de corte (Mz), pero su evolución permite

detectar la caída en el rendimiento de los filos de corte debido a la necesidad de ejercer

mayor presión en el sentido de avance para efectuar el mismo grado de avance.

El sistema de recogida de datos nos permite registrar en tiempo real la evolución

de los valores de la fuerza de avance. Este sistema permite, por tanto, analizar dicha

evolución en intervalos de tiempo del orden de milisegundos, y determinar el momento

exacto (entrada en la pieza, salida para desahogo, etc…) en el que se produce un

aumento puntual del valor de dicha fuerza, o incluso un fallo de tipo catastrófico en

alguno de los filos de corte.



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

figura 62:

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

En esta figura se observa el valor (N) de la fuerza de avance durante la

realización de los ensayos. Así, se distinguen grupos de cuatro registros, que

corresponden a las fases de realización de los agujeros:

- Primero, un marcado del agujero (2 mm) para centrar la operación.

- A continuación, las tres pasadas de profundidad total de 18 mm (6 mm cada

pasada), en las que se puede observar el incremento de la fuerza de corte a medida que

aumenta la profundidad de pasada.

4.3.2. Medición del momento de corte (Mz)

La evolución del valor del momento de corte (Mz) también está directamente

asociada a la evolución del desgaste en la herramienta de corte. Si bien en este caso es

la componente de la potencia de corte más relevante, ya que recoge directamente los

esfuerzos de los filos de corte sobre el material para efectuar el arranque de la viruta.



Igualmente, su relación con el desgaste del filo de la herramienta permite inferir

éste de un modo cualitativo respecto a aquella con totales garantías, tal y como se podrá

observar también en los resultados obtenidos.

El momento de corte multiplicado por la velocidad angular de la broca permitirá

determinar la componente rotacional de la potencia necesaria para efectuar la operación

de taladrado. Como se ha comentado anteriormente, esta componente es claramente

superior a la componente asociada a la fuerza de avance, y su evolución permite

detectar con mayor precisión aún la caída en el rendimiento de los filos de corte debido a

la necesidad de ejercer mayor presión en el sentido de giro para efectuar el mismo grado

de avance.

El sistema de recogida de datos nos permite registrar en tiempo real la evolución

de los valores del momento de corte. Este sistema permite, por tanto, analizar dicha

evolución en intervalos de tiempo del orden de milisegundos, y determinar también el

momento exacto en el que se produce un aumento puntual del valor de dicha fuerza, o

incluso un fallo de tipo catastrófico en alguno de los filos de corte.

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

figura 63, en donde se refleja en Nm, el momento de corte correspondiente a la

operación de taladrado descrita anteriormente (un marcado del agujero y tres posteriores

pasadas, con un total de 18 mm de profundidad). En la imagen se muestra la realización

casi completa de cuatro agujeros:

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



Resultados y Discusión Capítulo 5

Llegados a este punto podemos presentar formalmente los

resultados obtenidos en los ensayos mediante las hojas de recogida

de datos y algunos ejemplos gráficos. Se tratará cada ensayo

individualmente, realizando una descripción de los valores obtenidos

y de los fenómenos de desgaste observados.



5. RESULTADOS Y DISCUSIÓN

5.1. OBTENCIÓN DEL VALOR DE VIDA DE HERRAMIENTA

La norma ISO 8688, las recomendaciones del Instituto METCUT, así como

experiencias previas de ensayos con similares características nos determinan las

condiciones en las que se debe llevar a cabo un ensayo para la obtención del valor de

vida de la herramienta en una operación de taladrado.

Pero además de establecer las condiciones para llevar a cabo los ensayos, la

norma ISO 8688 propone una hoja de recogida de datos en la que se puede resumir

toda la información acerca de las condiciones del ensayo, y acerca de los resultados del

mismo.

Los ensayos realizados han sido reflejados en estas hojas de datos, adaptadas

al caso particular de nuestro alcance y objetivos, y con la intención de recoger todos los

datos relevantes para la futura interpretación y/o repetición de los mismos.

Como se ha mencionado desde el inicio del documento, el motivo principal de la

realización de estos ensayos es conocer el comportamiento, en cuanto a vida de

herramienta se refiere, de la operación de taladrado en un acero muy utilizado en

propósitos generales y en la industria de automoción (UNE F-1140), optimizando la

variable referente a la lubricación, así como los parámetros de corte.

Dicha comprobación de los parámetros de corte se ha llevado a cabo en

condiciones de lubricación convencional por emulsión, para comprobar la validez de la

aplicación del sistema MQL en estas condiciones.

Así, se ha optado por comparar datos de ensayos con un caudal de MQL que se

podría considerar como límite máximo para esta operación, ya que por encima de dicho

valor (10 ml/h), aunque la cantidad de lubricante es insignificante en comparación con la

lubricación por emulsión, se perderían las ventajas en cuanto a limpieza de la pieza y



aprovechamiento de viruta (con dicho caudal la pieza se “moja” con lubricante, siendo

necesaria su limpieza posterior para su uso, así como ocurre con la viruta).

5.1.1. Evolución de las variables en los ensayos

Varias sesiones de trabajo han sido necesarias para realizar los ensayos de

taladrado con la utilización como refrigerante/lubricante de emulsión al 6% de

concentración en volumen.

Según las estimaciones del fabricante de la herramienta de corte utilizada en los

ensayos, el valor de la duración de la misma en las condiciones de corte estimadas (sin

tener en cuenta el incremento del 20%) en el apartado 4.1.3. del presente documento, y

en condición de lubricación mediante emulsión, debería rondar las 2000 operaciones

(esto es, agujeros).

No obstante, estas estimaciones del fabricante se basan en la comparación con

datos obtenidos para herramientas de similares características incluidas en los catálogos

de otros fabricantes. Debido a la nueva geometría de la broca desarrollada, estos

ensayos son los que permitirán ofrecer una primera información tanto a fabricante como

a clientes, de la duración de la broca en las condiciones impuestas.

Como se ha mencionado con anterioridad, las condiciones de corte en las que

se han realizado los ensayos incorporan un 20% de aumento en los valores de velocidad

de giro y velocidad de avance. Estas condiciones de corte, considerablemente más

“duras” que las de referencia por mayorarse el porcentaje indicado en dos variables

fundamentales a la vez, han sido impuestas por el fabricante con objeto de poder

demostrar un mejor rendimiento global para el cliente si se decide por el uso de esta

herramienta.

Tras la recogida de datos durante las sesiones de ensayos, se muestran a

continuación (figura 64) los valores medios que se han registrado de las componentes

de la potencia de corte (Fz y Mz).



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

100110120130140150160170180190200

200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000

Nº Agujeros

Fz (N

)

50556065707580859095100

Mz

(Nm

)

Fz (N)

Mz (Nm)

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

Con los valores obtenidos de las fuerzas de corte que se han representado en la

figura 65, se obtiene la evolución del valor de la potencia neta de corte necesaria para

efectuar la operación de taladrado, tal y como se muestra en la figura 65:

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

1,30

1,35

1,40

1,45

1,50

1,55

1,60

1,65

200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000

Nº Agujeros

Pc (k

W)

Pc (kW)

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



Como se puede observar en las representaciones anteriores, la evolución en los

valores de Mz experimenta una variación bastante discreta cuantitativamente. No

obstante, no ocurre lo mismo con la evolución de los valores de Fz, que sí experimentan

un incremento notable (+40%) cuando nos aproximamos al final del ensayo.

Queda a la vista la importancia de la observación de la evolución de dicho

parámetro (Fz), más que por su aportación neta al consumo de potencia necesario para

efectuar la operación de taladrado, por su valor como indicador del desgaste de la

herramienta, y el consiguiente incremento reflejado en la fuerza necesaria para lograr

mantener los valores de avance programados en el centro de mecanizado.

Extendiendo los ensayos hasta realizar un total de 2000 agujeros, se permite

observar el rango de valores para los cuales la potencia consumida comienza a elevarse

a gran velocidad, pudiendo así afirmar que en dicho rango se encuentra el valor límite de

uso o vida de la herramienta.

Los valores que se han tomado para determinar el consumo de referencia,

siempre en base a otros fabricantes, nos ofrecen un rango de entre 1,2 kW y 1,3 kW,

dentro del cual debería encontrarse el consumo en condiciones óptimas, o por lo menos

aceptables, de la herramienta.

Como era de esperar, debido al endurecimiento de las condiciones de corte de

referencia en un 20%, este rango se encuentra para nuestro ensayo en torno a un

consumo de 1,4 kW.

A continuación se muestra la hoja de recogida de datos para el ensayo, donde

se incluye toda la información necesaria para la repetibilidad y el análisis del mismo, así

como los resultados obtenidos e imágenes de detalle de otros indicadores indirectos del

desgaste de la herramienta, tales como la aparición de viruta quemada en las últimas

sesiones.



5.2. RELACIONES Y COMPARACIÓN DE RESULTADOS

Los resultados presentados anteriormente permiten inferir un valor límite en la

duración de la herramienta en la operación de taladrado sobre acero F-1140 con las

condiciones de corte impuestas. En la gráfica posterior (figura 66) se representan los

valores recogidos en los ensayos, junto con el correspondiente consumo de potencia.

Igualmente, se consigna el límite de vida de herramienta obtenido, correspondiente a

1,55 kW, y que sitúa el valor de vida de herramienta en el entorno de los 1900 agujeros.

Cabe destacar la aparición de un chirrido constante en la operación de taladrado

a partir de los 1700 agujeros. Este hecho es indicativo, como así se recoge en otros

estudios anteriores, del desgaste de la herramienta y de la llegada inminente al final de

su vida útil.

Igualmente, se ha observado, coincidiendo con este hecho, la aparición de viruta

corta quemada, hecho indicativo también de la llegada al final de la vida útil de la

herramienta.

Vida de Herramienta en Taladrado de Acero F-1140

50

70

90

110

130

150

170

190

200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000

Nº Agujeros

N;N

m

1,30

1,35

1,40

1,45

1,50

1,55

1,60

1,65

kWFz (N)Mz (Nm)Pc (kW)

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




De ensayos anteriores realizados se puede inferir la viabilidad del uso de la

técnica de lubricación MQL para el taladrado de acero F-1140. El aumento de la vida de

la herramienta que permite la utilización de la técnica MQL se debe, probablemente, a la

doble función que se cumple mediante el aporte del lubricante necesario, junto con la

refrigeración que produce el suministro de aire a presión en la zona de corte.

En la figura 67 se muestra la comparación entre el uso de lubricante

convencional y el uso de MQL en lo que a duración de herramienta se refiere.

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

La cantidad de lubricante a suministrar mediante la técnica MQL para obtener el

máximo rendimiento en la operación de taladrado se establece en 10 ml/h. Este valor de

caudal se ha definido como el valor para el cual se empiezan a pierden algunas de las

ventajas más importantes de la aplicación de la técnica MQL, como son el grado de

limpieza final (la pieza queda “mojada” con lubricante, siendo necesario llevar a cabo

una limpieza para su uso posterior) y el aprovechamiento de viruta (igualmente, el valor

de la viruta disminuye por el grado de humedad o suciedad de la misma).

Comparativa Emulsión - MQL

0 500 1000 1500 2000 2500 3000

Emulsión 6%

MQL 10ml/h

Vida de la herramienta (nº agujeros)

+ 50%


Conclusiones y Trabajos Futuros Capítulo 6

Conocer la duración de la herramienta en las condiciones de

corte especificadas para el acero F-1140, considerar la utilización de

la lubricación mediante la técnica MQL, así como las posibles

mejoras o condiciones pendientes de ensayar, son las preguntas que

se intentan responder en este capítulo.



6. CONCLUSIONES Y TRABAJOS FUTUROS

6.1. CONCLUSIONES

Una vez llegados a este punto se está en condiciones de extraer algunas

conclusiones de los resultados obtenidos en los ensayos realizados en este proyecto.

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

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

Observando las duraciones de herramienta de todos los ensayos, el valor de vida de

herramienta utilizando la técnica MQL en condiciones óptimas de caudal (10 ml/h) puede

incrementarse hasta en un 50% respecto al uso de lubricante tradicional (emulsión al 6%

de concentración en volumen), con lo cual se valida la aplicación de dicha técnica de

lubricación.

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

geometría de la broca experimentada para la operación de taladrado en acero F-1140,

por comparación de duración de la herramienta respecto a otras de similares

características, y en unas condiciones de corte superiores tanto en velocidad de giro

como velocidad de avance.

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

parámetro de fuerza de avance (Fz) para la estimación del desgaste de la herramienta

mediante un análisis cualitativo. Observando la variación en el incremento del valor de

Fz, que muestra una clara aceleración cuando la herramienta se encuentra por encima

del 80% de su vida útil, se puede establecer un sistema de monitorización que permita

realizar trabajos de mantenimiento predictivo, con el consiguiente beneficio para el

usuario de la herramienta. Se podrán evitar así, tanto fallos catastróficos en la

herramienta, como salidas de tolerancia en el acabado superficial de los trabajos.

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

sobre la potencia de corte Pc, en términos absolutos, de la componente que representa

la fuerza de avance Fz. No obstante, como se ha hecho notar anteriormente, su estudio



resulta fundamental para la determinación de una correlación entre dicho valor y la vida

útil de la herramienta.

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

identifica el final de la vida útil de la herramienta con la aparición de un chirrido constante

en la operación de taladrado. Por lo que se ha podido observar en los ensayos

efectuados, ésta correlación es válida, si bien algo conservadora (la aparición del

chirrido constante tuvo lugar en torno a los 1700 agujeros, mientras que la vida útil de la

herramienta ha sido estimada en 1900 agujeros).

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

aproximadamente, con la aparición del chirrido constante en la operación de taladrado.

Este fenómeno está asociado, tanto a la falta de lubricación en combinación con una alta

velocidad de corte, como al desgaste del filo de la herramienta. Debido al momento en el

que se ha comenzado a formar esta viruta, es perfectamente justificable asociarla al

desgaste del filo de la herramienta, con lo que se puede tomar como otro factor

indicativo de la vida de la herramienta.

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

ensayo, es reseñable hacer notar que su mayor aumento coincide con la finalización de

la vida útil de la herramienta. Por tanto, este efecto permite establecer igualmente una

correlación entre la evolución de la potencia de corte y la llegada al final de la vida útil de

la herramienta.



6.2. TRABAJOS FUTUROS

Una vez concluido el proyecto y evaluados los resultados, se advierte la

posibilidad de realizar algunas modificaciones futuras que puedan mejorar la operación

de taladrado en acero F-1140, así como otras que puedan completar los resultados

obtenidos en el presente proyecto.

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

produce en la zona de corte durante los ensayos, ya que es también un factor a vigilar

por intervenir directamente, tanto en la duración de la herramienta, como en el acabado

superficial de la pieza a mecanizar.

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

observación visual de la pieza mecanizada, debería ser también controlado en futuros

estudios de esta índole, ya que es un factor de total interés, y en muchos casos limitante

para los usuarios, tanto de la técnica MQL, como del mecanizado convencional con

refrigeración por emulsión.

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

MQL externo, debido a la localización de la aplicación de lubricante, consistiría en un

sistema de auto-orientación de las boquillas de suministro del flujo de MQL. Se

permitiría, de este modo, llevar a cabo en todo momento la lubricación de la zona de

corte con la orientación óptima de las boquillas de suministro y evitar intervalos de corte

en los que el flujo de MQL no llega a las zonas apropiadas para su óptimo

aprovechamiento, que son la entrada y la salida del filo de corte en el material de la

pieza.

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

taladrado analizando la influencia de los parámetros de corte en la vida de la

herramienta mediante la medición de las fuerzas de corte y la temperatura en la zona de

corte, con lo que se tendría una visión general de la operación que permitiría optimizar

todos los parámetros que afectan a los tres factores principales a considerar: Tiempo,

Coste y Calidad.



Información Gráfica Anexo A



ANEXO A. INFORMACIÓN GRÁFICA

a) Esquema de conexiones para la adquisición de datos durante los ensayos

Para realizar con éxito la adquisición de los datos recibidos de la mesa

dinamométrica se ha seguido el esquema de conexiones expuesto anteriormente con las

utilidades que nos ofrece el software DasyLab.

Así, se seleccionan los canales de entrada que se quieran registrar (en la

imagen, todos) desde la tarjeta (1º bloque en la imagen, a la izquierda), y se llevan a un

bloque denominado “aritmético”, en donde se realizarán las operaciones necesarias para

ajustar la escala y/o equivalencia entre las señales registradas y los valores reales de

fuerza y/o par.

A continuación, las señales, con su valor real, se llevan en paralelo tanto a un

fichero para su almacenamiento como archivo ASCII y su posterior tratamiento (bloque

inferior central en la imagen), así como a un bloque de dibujo (bloque derecho) en el que

se traducen las señales digitales recibidas (todas) en forma de líneas continuas.

Por último, las señales que realmente nos interesen (en el esquema, las seis

últimas), se derivan al bloque inferior derecho (bloque de representación) para poder ser

observadas en pantalla tal y como se ha mostrado en las figuras 62 y 63.



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

Una vez realizados los ensayos y recogidos los resultados en ficheros

informáticos, se procede a su estudio y análisis de un modo cualitativo, así como

cuantitativamente.

Para ello, siguiendo la forma de trabajo descrita en el software DasyLab, se

selecciona el archivo con los datos a analizar para proceder a su lectura con el bloque

izquierdo de la imagen (“Read”).

Mediante el bloque “recorder” de la derecha se procesan las señales para poder

representarlas gráficamente. A su vez, en paralelo, se hacen pasar las señales objeto de

estudio (en la imagen, la nº10 y nº11, Fz y Mz respectivamente) por el bloque de

“estadística”, que nos ofrecerá los valores máximos y mínimos, media, rango, etc…

Para visualizar los valores calculados por el bloque de estadística, se conecta

(parte derecha inferior de la imagen) un bloque “digital” que nos ofrecerá la evolución de

los valores seleccionados, así como los valores finales obtenidos.



c) Equipo de recogida de señales Kistler mod. 5070

El equipo de recogida de señales ha de ser calibrado correctamente en su rango

adecuado de registro para poder leer correctamente las señales que provienen de los

sensores.

En función del rango de medidas a obtener, será necesario introducir en el

equipo los valores de corrección adecuados según el informe de calibración

correspondiente. Un ejemplo de los valores de escala se expone a continuación:



A continuación se muestra el diagrama de bloques del equipo de recogida de

señales mod. 5070B de Kistler:



d) Equipo amplificador de señales DBK 215



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



e) Formación de viruta después de 400 operaciones

e) Formación de viruta después de 1.700 operaciones



Bibliografía



Bibliografía

[ARRA07] Arrazola, Pedro J. Mecanizado de alto rendimiento, Escuela Politécnica

Superior de Mondragón, 2007.

[AVIL03] Ávila, M. C. The Effect of Kinematical Parameters and Tool Geometry on

Burr Height in Face Milling of Al-Si Alloys. Consortium on Deburring and

Edge Finishing (University of California, Berkeley). 2003.

[BRIN97] Brinksmeier, E., Berger, U. y Janssen, R. High-speed milling of TiA16V4

for aircraft applications. In Proceedings of 1st French and German

Conference on High Speed Machining, 17–18 Junio 1997.

[BRIN97] Brinksmeier, E., Brockhoff, T. y Walter, A. Minimum quantity lubrication in

grinding. In Proceedings of 2nd International Machining and Grinding

Conference, Dearborn, Michigan, 1997.

[BRIN99] Brinksmeier, E., Walter, A. Janssen, R. y Diersen, P. Aspects of cooling

lubrication reduction in machining advanced materials. Journal of

Engineering Manufacture – Volumen 213, número 8. Bremen, 1999.

[GONZ83] González, J. El control numérico y la programación manual de las MHCN.

Ediciones URMO, S. A. 1983.

[HEIN06] Heinemann, R., Hinduja, S., Barrow, G. y Petuelli, G. Effect of MQL on the

tool life of small twist drills in deep-hole drilling. International Journal of

Machine Tools & Manufacture – Número 46. 2006.

[HPS_07] HPS Tools. Catálogo de Herramientas. Edición 2007.

[ISO_89] Tool Life Testing in Milling, Part 1 & 2, International Standard ISO 8688-

1/2, 1989.

[LEE_99] Lee, B. Y., Liu, H. S. y Tarng, Y. S. An Abductive Network for Predicting

Tool Life in Drilling, IEEE Transactions on Industry Applications, Vol. 35,

nº1, 1999.



[LOPE01] López de Lacalle, L. N., Sánchez, J. A., Pérez, J. y Llorente, J. L.

Advanced cutting conditions for the milling of aeronautical alloys. Journal

of Materials Processing Technology – Volumen 100. 2001.

[LOPE00] López de Lacalle, l. N. y Urizar, R. Fresado de alta velocidad. IHME –

Monográfico. Ediciones Técnicas Ízaro, S. A. 2000.

[MART04] Martinez Krahmer, D., Russo, D., Corengia, P., Egidi, D. A., De Las

Heras, E., Rodríguez, F. y Cabo, A. Microestructura y rendimiento de

brocas de acero AISI M2 tratadas por PVD y Dúplex. INTI, 5ª Jornadas de

Desarrollo e Innovación, 2004.

[NOUA03] Nouari, M., List, G., Girot, F. y Coupard, D. Experimental analysis and

optimisation of tool wear in dry machining of aluminium alloys. WEAR –

Número 255. 2003.

[UNE_75] Herramientas de corte. Clasificaciones. UNE 16002. 1975.

[UNE_82] Geometría de la parte activa de las herramientas de corte. Generalidades,

sistemas de referencia, ángulos de la herramienta y ángulos en trabajo.

UNE 16149-1. 1982.

[UNE_85] Ensayos de duración de herramientas de torno de corte único. UNE

16148. 1985.

[RAHM02] Rahman, M., Senthil Kumar, A. y Salam, M. U. Experimental evaluation on

the effect of minimal quantities of lubricant in milling. International Journal

of Machine Tools & Manufacture – Número 42. 2002.

[SAND94] Sandvik Coromant. El mecanizado moderno – Guía práctica.

Departamento de Ediciones Técnicas. 1994.

[SAND99] Sandvik Coromant. Catálogo: Herramientas rotativas. Edición 1999.

[SCHA05] Schacht, M., Spieß, G. y Stockhammer, R. 4th issue of the compendium

“Metal_cutting manufacturing”. Dortmund, Septiembre 2005.

[TITE02] Titex Plus. Catálogo: Herramientas de corte de precisión. Edición 2002.


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