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INSTITUTO TECNOLÓGICO Y DE ESTUDIOSSUPERIORES DE MONTERREY
CAMPUS MONTERREYDIVISIÓN DE INGENIERÍA Y ARQUITB - 1 1 fHA
PROGRAMA DE GRADUADOS EN INGFNI! ÜlA
TECNOLÓGICODE MONTERREY
IMPACTO DEL FRESADO EN DURO Y DE LA ELECTROEROSIONPOR HILO SOBRE LA MICROESTRUCTURA SUPERFICIAI í»tl.
D? PARA LA FABRICACIÓN DE INSERTOS RECTO:*
T E S I S
PRESENTADA COMO REQUISH O PARCIALPARA OBTENER EL GRADO ACADÉMICO DE:
MAESTRO EN CIENCIASESPECIALIDAD EN SISTEMAS DE MANUFACTURA
POR:
NICOLÁS AMADO MORANCHEL
MONTERREY, N. L. DICIEMBRE DE 2003
INSTITUTO TECNOLÓGICO Y DE ESTUDIOSSUPERIORES DE MONTERREY
CAMPUS MONTERREY
DIVISIÓN DE INGENIERÍA Y ARQUITECTURAPROGRAMA DE GRADUADOS EN INGENIERÍA
TECNOLÓGICODE MONTERREY
IMPACTO DEL FRESADO EN DURO Y DE LA ELECTROEROSIÓN PORHILO SOBRE LA MICROESTRUCTURA SUPERFICIAL DEL ACERO D2
PARA LA FABRICACIÓN DE INSERTOS RECTOS
TESIS
PRESENTADA COMO REQUISITO PARCIAL PARAOBTENER EL GRADO ACADÉMICO DE:
MAESTRO EN CIENCIASCON ESPECIALIDAD EN SISTEMAS DE MANUFACTURA
POR:NICOLÁS AMADO MORANCHEL
MONTERREY, N.L. DICIEMBRE DE 2003
DEDICATORIA
A Dios por las innumerables bendiciones que he recibido de El.
A mis padres, el Sr. Eloy Amado y la Sra. Silvia Moranchel, por apoyo incondicional,
palabras de aliento y consejos que sabiamente supieron darme.
A mis hermanos Fabiola y Eloy, por que siempre están conmigo en los momentos
difíciles y quienes con sus palabras de aliento, hacen que siga adelante.
A mis abuelitos Jaime (q.e.p.d.), José (q.e.p.d.), Nicolás y Medarda, que son un
gran ejemplo en mi vida.
A mis tíos Serafín, Tere, Roberto, Laura, Javier, Noemí por estar al pendiente de
mis estudios y por su apoyo brindado.
A mis primos, que son como mis hermanos: Gaby, Mago, Eñe, Parné, Virí, Beto, por
alentarme a seguir adelante.
A Sheila, por todo su amor, comprensión y palabras de aliento.
A mis amigos y compañeros de estudio y trabajo: Den/se Venegas, Blanca Mayo,
Raúl Hernández, David Gutiérrez, Manuel Monreal, Víctor Linares, Ismael Garza, Milton
Esteva, Esteban Suárez, Francisco Muñoz, por su apoyo y los grandes momentos que
pasamos juntos.
Nicolás Amado Moranchel
Instituto Tecnológico y de Estudios Superiores de Monterrey
Campus Monterrey
Diciembre de 2003
AGRADECIMIENTOS
Agradezco a mi asesor, el Dr. Ciro A. Rodríguez González por su dirección, apoyo ypor compartir sus conocimientos durante la realización de esta tesis.
A mis sinodales, el Dr. Nicolás Hendrich Troeglen y el Dr. Jorge A. Cortés Ramírez
por sus atinados comentarios y sugerencias.
Al Departamento de Ingeniería Mecánica del ITESM, Campus Monterrey por el
apoyo de beca brindado para la realización de mi maestría.
Al Laboratorio de Materiales Industriales del ITESM, Campus Monterrey, enespecial a la M. C. Lorena Cruz, el Ing. José Luis Mendoza y el Ing. Javier Jáuregui por
su apoyo y confianza, pero sobre todo por su amistad.
A la empresa Ogihara Proeza México por el material proporcionado para desarrollareste trabajo.
A la empresa Jabro Tools por las herramientas de corte facilitadas para larealización de esta tesis.
Nicolás Amado Moranchel
Instituto Tecnológico y de Estudios Superiores de Monterrey
Campus Monterrey
Diciembre de 2003
IV
RESUMEN EJECUTIVO
El maquinado de materiales duros es un tema de gran interés hoy en día para la
producción industrial debido al potencial de reducir operaciones, tiempos y costos de
fabricación. Este trabajo presenta un análisis del impacto del fresado en duro y la
electroerosión por hilo sobre la microestructura superficial en acero D2, con durezas de
58 a 60 HRC, para la fabricación de insertos rectos. Dichos insertos son
representativos de las geometrías de las cuchillas de corte de dados.
El maquinado en duro de las probetas se realizó en un centro de maquinado de alto
desempeño, HURÓN KX-10, con herramientas planas enterizas de carburo de
tungsteno micrograno y recubrimiento PVD MEGA. Se analizaron condiciones de
velocidad de corte de 90 y 150 m/min (con dos niveles de desgaste para cada
velocidad de corte). El maquinado de electroerosión por hilo se realizó en una máquina
CHARMILLES ROBOFILL 300. El impacto de los procesos de maquinado sobre el
material D2 se estudia en términos de desgaste de herramienta, metalografía,
topografía y microdureza, además de estimaciones de temperaturas en el proceso de
corte.
Se analizó el desgaste de herramienta por medio de un microscopio óptico,
mostrando un desgaste uniforme en el filo de la herramienta de corte. Al estimar las
temperaturas de maquinado mediante el modelo de Boothroyd, se concluye que el
proceso de fresado no provoca cambios de microestructura. El efecto ocasionado por
los procesos de maquinado sobre la microestructura de la parte maquinada fue
analizado con un microscopio óptico, observando una zona afectada dentro del rango
de 2 a 4 j^m de profundidad. Las pruebas de topografía, realizadas en un microscopio
electrónico de barrido, muestran cualitativamente un cambio de dureza en la superficiemaquinada y deformación plástica. Sin embargo, las pruebas de microdureza indican
un aumento poco significativo entre la zona superficial y el material base de estudio.
Este estudio concluye que el proceso de fresado en duro y electroerosión por hilo
provocan una zona de alteración poco significativa en la microestructura superficial del
acero D2, comparada con la zona afectada que se observa en los procesos de
torneado en duro y electroerosión por penetración respectivamente.
vi
LISTA DE SÍMBOLOS
A
Act
ac
ae
a0
ap
aw
cdDfFFeFf
fzhmhmax
HV
kKclflo
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nQR
rc
Pf
(mm¿)(mm2)(mm)(mm)(mm)(mm)(mm)(J/kg °C)(mm)(mm)(mm/rev)(Kg-f)(N)(N)(mm)(mm)(mm)
(W/mC)(N/mm2)(mm)(mm'1)
(mm)(RPM)(mm3/min)
(J/s)
Área de corte.Área transversal de viruta sin deformar.Espesor de viruta sin deformar.Profundidad radial.Espesor de viruta.Profundidad axial.Ancho de viruta.Calor específico.Media aritmética de las dos diagonales de la huella Vickers.Diámetro de herramienta.Avance por revolución.Carga de ensayo para dureza Vickers.Fuerza de corte.Fuerza de fricción en la cara de la herramientaAvance por diente.Espesor medio de viruta.Espesor máximo de viruta.Dureza Vickers.Conductividad térmica.Presión específica de corte.Longitud de contacto entre la viruta y herramienta.Longitud de la fuente de calor dividida por el espesor de laviruta.Longitud de maquinado.Velocidad de husillo.Volumen de viruta arrancado por unidad de tiempo.Número térmico.Relación de corte.Calor generado por unidad de tiempo en la zona de
Vil
Pm
Ps
t
tm
V
VB
Ve
vf
(J/s)(J/s)
(min)(min)(mis)(mm)(m/min)(m/min)
WSc (m/min)
deformación secundaria.Energía por unidad de tiempo en el maquinado.Calor generado por unidad de tiempo en la zona dedeformación primaria.Vida de la herramienta.Tiempo de maquinado.Velocidad del material relativa a la fuente de calor.Desgaste de flanco.Velocidad de corte.Velocidad de avance.Velocidad de avance de hilo.
9f
Omax
Os
60
6W
<t>t
(J/s)(J/s)(J/s)
P (kg/m3)
r
Incremento en la temperatura promedio alcanzada en la virutaen la zona de deformación secundaria.Aumento en la temperatura del material pasando a través dela zona de deformación primaria.Temperatura máxima en la viruta.
Aumento en la temperatura del material pasando a través dela zona de deformación secundaria.Temperatura inicial de la pieza de trabajo.
Aumento en la temperatura de la pieza de trabajo.
Ángulo de corte.Calor transportado por la viruta por unidad de tiempo.
Calor conducido hacia la herramienta por unidad de tiempo.
Calor conducido hacia la pieza de trabajo por unidad detiempo.Densidad.Fracción del calor generado conducido hacia la pieza detrabajo.
VIII
INTRODUCCIÓN
Motivación
Los aceros endurecidos son clasificados como difíciles de maquinar [Becze,
2002]. Esta condición se relaciona directamente con la microestructura delmaterial, la cual consiste de una matriz martensítica y una fase secundaria
abrasiva. Actualmente, el fresado de aceros endurecidos (típicamente llamado"fresado en duro") no es una práctica común en la industria. Además, existe
poca información documentada relacionada al fresado del acero paraherramienta D2. Sin embargo, el maquinado de materiales duros ha generado
gran interés en la producción industrial, debido a que existe el potencial dereducir operaciones, tiempos y costos de fabricación.
Los aceros aleados, templados y revenidos, son utilizados frecuentemente enaplicaciones de alto rendimiento mecánico, debido a su microestructuraespecífica, que consiste de una concentración variable de carburos duros en unamatriz de martensita revenida. En éste tipo de aceros, los elementos aleantes
influyen significativamente en las propiedades y maquinabilidad de los acerosendurecidos [Boehner; 1999].
Este trabajo se enfoca en la caracterización de la microestructura superficialdel material D2 endurecido a 58-60 HRC, bajo los procesos de fresado en duro yelectroerosión con hilo. Este material es de gran relevancia en la construcción de
herramientas cuya aplicación demanda alta resistencia al desgaste y altatenacidad (ejemplo: matrices para cizallado). La composición química del acero
para herramienta D2 se muestra en la Tabla 1. Información adicional sobre estematerial se presenta en el Apéndice A.
%c1.4-1.6
%Mn0.6 Max
%S¡
0.6 Max%Cr11-13
%Ni0.3 Max
%Mo0.7-1.2
%V
1.1 Max
Tabla 1. Composición química del acero para herramienta D2 [ASM, 1998].
A continuación se presenta un ejemplo del impacto microestructural que seobserva al aplicar los procesos de torneado en duro y electroerosión porpenetración en acero para rodamientos y acero para herramienta,respectivamente (ver Figuras 1 y 2). De manera complementaria a estudiosanteriores, el estudio aquí reportado se enfoca en los posibles cambiosmicroestructurales producidos por los procesos de fresado en duro yelectroerosión por hilo sobre el acero para herramienta D2 con dureza de 58-60HRC (información general sobre estos procesos se presenta en el Apéndice B).
Torneado en Duro
61-63 HRC
Figura 1 Ejemplo de la microestructura de una superficie torneada en duro,aceros 52100 [Chou, 1999].
Electroerosión por Penetración
• Kcirist ¿illoyvil laycr
AI SI H l . í sti.rS
Figura 2 Ejemplo del impacto microestructural en aceros resultado del procesode electroerosión por penetración, WEDM [Simao; 2003].
Revisión Bibliográfica.
Existe un gran número de publicaciones referentes al fresado de materialesduros que tratan acerca de la herramienta de corte [Becze, 2000] [Boehner,
1999] [Hernández, 2000] [Koshy, 2002], pero muy pocas relacionadas al materialmaquinado (ver Tabla 2). En lo referente al impacto del fresado y electroerosión
por hilo sobre la microestructura superficial, no se encontró información referenteal acero para herramienta D2; solo se encontró un estudio del acero para
herramienta H13 [Boehner, 1999] [Simao, 2003].
Relativamente pocos grupos de investigación han reportado estudios acerca
del impacto de los procesos de remoción de material sobre la microestructura
del acero para herramienta D2. El Apéndice C, proporciona informaciónadicional sobre los trabajos incluidos en la revisión bibliográfica.
TOR
NEA
DO
FRES
ADO
OLU
Barbacki, 1997Barbacki, 2003Chou, 1999Kishawy, 2001Liu, (a), 2002Liu, (b), 2002Ng, 1999Sood, 2000Tonshoff, 2000Becze, 2000Becze, 2002Boehner, 1999Dewes, 1999Fallbohmer, 2000Hernández, 2002Koshy, 2002ESTE TRABAJOFordham, 1997Simao, 2003ESTE TRABAJO
52100F
X
W
X
MXXX
X
S
X
X
E T
X
5115F
X
W
X
M
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S
X
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E
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X
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I I
W
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M
X
S E T
Tabla 2. TRABAJOS RELACIONADOS .VARIABLES DE PROCESO: F.-Fuerzas de corte; W.- Desgaste en herramienta; M.-Microestructurade parte; S.- Acabado superficial; E.- Economía; T.- TemperaturasGeneradas.
Objetivo
Estudiar el impacto del fresado en duro y la electroerosión por hilo en la
microestructura superficial del acero D2 con dureza de 58-60 HRC.
INTRODUCCIÓN
Motivación
Los aceros endurecidos son clasificados como difíciles de maquinar [Becze,
2002]. Esta condición se relaciona directamente con la microestructura delmaterial, la cual consiste de una matriz martensítica y una fase secundaria
abrasiva. Actualmente, el fresado de aceros endurecidos (típicamente llamado"fresado en duro") no es una práctica común en la industria. Además, existe
poca información documentada relacionada al fresado del acero paraherramienta D2. Sin embargo, el maquinado de materiales duros ha generado
gran interés en la producción industrial, debido a que existe el potencial dereducir operaciones, tiempos y costos de fabricación.
Los aceros aleados, templados y revenidos, son utilizados frecuentemente enaplicaciones de alto rendimiento mecánico, debido a su microestructuraespecífica, que consiste de una concentración variable de carburos duros en unamatriz de martensita revenida. En éste tipo de aceros, los elementos aleantes
influyen significativamente en las propiedades y maquinabilidad de los acerosendurecidos [Boehner; 1999].
Este trabajo se enfoca en la caracterización de la microestructura superficialdel material D2 endurecido a 58-60 HRC, bajo los procesos de fresado en duro yelectroerosión con hilo. Este material es de gran relevancia en la construcción de
herramientas cuya aplicación demanda alta resistencia al desgaste y altatenacidad (ejemplo: matrices para cizallado). La composición química del acero
para herramienta D2 se muestra en la Tabla 1. Información adicional sobre estematerial se presenta en el Apéndice A.
%c1.4-1.6
%Mn0.6 Max
%S¡
0.6 Max%Cr11-13
%Ni0.3 Max
%Mo0.7-1.2
%V
1.1 Max
Tabla 1. Composición química del acero para herramienta D2 [ASM, 1998].
A continuación se presenta un ejemplo del impacto microestructural que seobserva al aplicar los procesos de torneado en duro y electroerosión porpenetración en acero para rodamientos y acero para herramienta,respectivamente (ver Figuras 1 y 2). De manera complementaria a estudiosanteriores, el estudio aquí reportado se enfoca en los posibles cambiosmicroestructurales producidos por los procesos de fresado en duro yelectroerosión por hilo sobre el acero para herramienta D2 con dureza de 58-60HRC (información general sobre estos procesos se presenta en el Apéndice B).
Torneado en Duro
61-63 HRC
Figura 1 Ejemplo de la microestructura de una superficie torneada en duro,aceros 52100 [Chou, 1999].
Electroerosión por Penetración
• Kcirist ¿illoyvil laycr
AI SI H l . í sti.rS
Figura 2 Ejemplo del impacto microestructural en aceros resultado del procesode electroerosión por penetración, WEDM [Simao; 2003].
Revisión Bibliográfica.
Existe un gran número de publicaciones referentes al fresado de materialesduros que tratan acerca de la herramienta de corte [Becze, 2000] [Boehner,
1999] [Hernández, 2000] [Koshy, 2002], pero muy pocas relacionadas al materialmaquinado (ver Tabla 2). En lo referente al impacto del fresado y electroerosión
por hilo sobre la microestructura superficial, no se encontró información referenteal acero para herramienta D2; solo se encontró un estudio del acero para
herramienta H13 [Boehner, 1999] [Simao, 2003].
Relativamente pocos grupos de investigación han reportado estudios acerca
del impacto de los procesos de remoción de material sobre la microestructura
del acero para herramienta D2. El Apéndice C, proporciona informaciónadicional sobre los trabajos incluidos en la revisión bibliográfica.
TOR
NEA
DO
FRES
ADO
OLU
Barbacki, 1997Barbacki, 2003Chou, 1999Kishawy, 2001Liu, (a), 2002Liu, (b), 2002Ng, 1999Sood, 2000Tonshoff, 2000Becze, 2000Becze, 2002Boehner, 1999Dewes, 1999Fallbohmer, 2000Hernández, 2002Koshy, 2002ESTE TRABAJOFordham, 1997Simao, 2003ESTE TRABAJO
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Tabla 2. TRABAJOS RELACIONADOS .VARIABLES DE PROCESO: F.-Fuerzas de corte; W.- Desgaste en herramienta; M.-Microestructurade parte; S.- Acabado superficial; E.- Economía; T.- TemperaturasGeneradas.
Objetivo
Estudiar el impacto del fresado en duro y la electroerosión por hilo en la
microestructura superficial del acero D2 con dureza de 58-60 HRC.
METODOLOGÍA
Metodología de Análisis
El desarrollo del trabajo aquí reportado se basa en un estudio teorico-
experimental en el material D2 (58-60 HRC) maquinado con los procesos defresado en duro y electroerosión con hilo, realizando estudios de desgaste de
herramienta, estimaciones de temperatura en el proceso de corte, metalografía,topografía y microdureza (ver Figura 3).
Material: Acero D2Certificado: OPMTrat. Térmico:Templado y RevenidoDureza: 58-60 HRC
MetalografíaTopografíaMicrodureza
Procesamientode datos
Desgaste yVida de
Herramienta
Estimación deTemperatura enel Proceso de
Corte
Figura 3 Metodología de estudio
El planteamiento experimental de estudio se basa en las siguientes
consideraciones (ver Tabla 3):
• Condiciones experimentales fijas. Se refieren a las características del
material de trabajo y a los parámetros de maquinado. Estas
condiciones son tomadas con base en estudio previo [Hernández,
2002].
• Factores variables. Se relacionan con las variaciones del proceso de
fabricación como son la velocidad de corte y el nivel de desgaste de la
herramienta.
• Respuestas del material maquinado. Se especifican en términos de
microestructura, topografía y microdureza, que son las condiciones
finales de dicho material. Los resultados obtenidos se analizan para
determinar el grado de afectación del material de trabajo por estos
procesos de maquinado.
CondicionesExperimentales Fijas
Material de trabajo y sutratamiento térmico.
Máquinas herramientas,centro de maquinado y
electro-erosionadora por hilo
Herramienta para fresado(geometría, material y
recubrimiento). Hilo paraelectroerosión.
Condiciones de corte parafresado en duro: avance por
filo, profundidad de corteradial y axial.
Factores Variables
Fresado en duro vs. Electro-erosión por hilo.
Velocidad de corte enfresado.
Nivel de desgaste deherramienta para fresado.
Respuesta del Material deTrabajo
Metalografía.
Topografía.
Microdureza.
Estimación de temperaturaspor fresado.
Tabla 3. Condiciones y respuestas del estudio.
Condiciones Experimentales Fijas y Factores Variables
El material de trabajo D2 fue proporcionado por Ogihara Proeza México, y
con tratamiento térmico estándar para su aplicación en cuchillas para troquel
cortador. La dureza fue de 58-60 HRC (ver Apéndice I).
Los ensayos de mecanizado se realizaron con fresas enterizas micrograno
(0.5 a 0.8 mieras) JABRO JH-120, con 10 mm de diámetro, 4 filos y un
recubrimiento PVD denominado MEGA. Todos los cortes fueron realizados con
interpolación lineal, en dirección climb milling y con un paso radial de 0.336 mm.
No se empleó refrigerante. Se utilizó aire a presión para evacuación de viruta.
Las herramientas se montaron a través de adaptadores HSK-63 de boquilla
LINDEX en un centro de mecanizado HURÓN KX-10 con controlador SIEMENS
840D (ver Figura 4). Las condiciones de corte se muestran en la Figura 5. Se
tomaron dos velocidades de corte (90 y 150 m/min), que son valores extremos
respecto a los sugeridos por el proveedor; un paso radial de 0.336 mm y unaprofundidad axial de 6.82 mm.
Figura 4 Condiciones experimentales fijas para Fresado en Duro [Hernández;2002] [Hernández; 2003]
iBRO JH-120
AceroAJSI D26 a 59 Rí-
raai i twub uu IXJTIBVelocidadda Cote
Vc(nYmÉT)90150
Velocidadde HusilloHRPNI2£644,774
Avance porDentefz^rrm)0.0650.065
Velocidadde AvanceVffrrthin)
0.741.24
Profuxidad Axial (ap): 632 mr\Paso RKfal(ae): 0.336 mm
Figura 5 Condiciones de corte para Fresado en Duro [Hernández; 2002].
El proceso de erosión por hilo fue realizado y certificado por la empresa ATM,
que se dedica al maquinado de herramentales y aditamentos. Los parámetros
utilizados son valores estándar para un maquinado de desbaste y se
mantuvieron fijos. Los valores utilizados son una velocidad de avance, Vf, de
6451.6 mm2/hr y un avance de hilo de 13 m/min. Se utilizo una máquina
CHARMILLES TECHNOLOGIES modelo ROBOFIL 300 con hilo de materialbase CuZn37.
Respuesta del Material de Trabajo
Los aspectos a estudiar en el material de trabajo son los posibles cambios
microestructurales y de dureza que podrían presentarse como resultado de: a)
los procesos de fabricación (fresado en duro y electroerosión por hilo), b)
velocidad de corte durante el fresado en duro; c) desgaste de la herramientadurante el fresado en duro.
8
La metalografía estudia las características estructurales de un metal o de unaaleación. Es posible determinar características que tienen gran efecto sobre las
propiedades mecánicas del metal. La microestructura nos revela el tratamiento
mecánico y térmico del metal y, bajo un conjunto de condiciones dadas, podrá
predecirse el comportamiento esperado del material estudiado [Avner, 1984].
La dureza no es una propiedad fundamental de un material, sino que está
relacionada con sus propiedades elásticas y plásticas. El valor de durezaobtenido en una prueba determinada solo sirve como comparación entre
materiales o tratamientos. El tratamiento térmico o trabajo mecánico
(deformación plástica) efectuado en una pieza metálica resulta generalmente en
un cambio de dureza [Avner, 1984].
RESULTADOS
Vida de Herramienta
Se realizaron ensayos de mecanizado para dos condiciones de velocidad de
corte, utilizando procedimientos ISO para medición de desgaste por medio de
microscopio óptico. Los datos del desgaste del flanco reportados (ver Tabla 4 y
Figura 6) son el promedio de los cuatro filos de la herramienta (para información
más detallada ver Apéndice D).
Tabla 4.
Pruebas de desgasteVe = 90 m/mm
Tm (min)2.86
8.58
VB (nm)76.3
112.11
Ve = 150 m/mmtm (min)
1.72
3.44
VB (jim)117.1
136.05
Valores de tiempo de vida de herramienta para la herramienta tipoJABRO JH-120 probado en acero para herramienta D2.
O 2 4 6 8 10 12 14Vida de herramienta, t (min)
X Vc= 90 m/minD Vc= 120 m/min• Vc=150 m/min
Velocidad de Corte
Vc= 90 m/minVc= 120 m/min
=§ tf3 "O
oí-n 0)5 wV, £LU Q.
FiguraS Resultados de desgaste de herramienta JABRO JH-120; acero D2(58-60 HRC); avance por diente, fz= 0.065mm; paso radial, ae=0.336mm; profundidad axial, ap=6.82 mm [Hernández; 2002].
10
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as BpBSBd Bjaiuud e\ ug •(Q ao;puadv -ISA) a;uapuaosB uopoajtp ua opesajj uoo
ap Bza¡d B| ap Bumbsa BPBO ua SBpBSBd oí- aAnpu¡ ONQ BiuBjBojd 13
''///, = Heatgeneration
C>^rkptece /
Primary cieformaííon Secondaryzone deformation zone
Figura 7 Generación de calor en el corte Ortogonal [Boothroyd, 1989]
Si, como ocurre en la mayoría de los casos, la herramienta no está
perfectamente afilada, una tercera fuente de calor, BD, estaría presente debido a
la fricción entre la herramienta y la superficie generada de la pieza (ver Figura7). Sin embargo, a menos que la herramienta este desgastada severamente,
esta fuente de calor será pequeña y se despreciará [Boothroyd, 1989].
La estimación de las temperaturas promedio en la zona de deformación
primaria y secundaria se vuelve compleja, debido a que parte de la energía
generada en la zona de deformación primaria viaja hacia la viruta y parte hacia
la pieza de trabajo. De igual forma, parte de la energía generada en la zona de
deformación secundaria usualmente va hacia la viruta y parte hacia la
herramienta [Shaw, 1984].
El porcentaje de la energía total que se va hacia la viruta incrementa con el
aumento de velocidad, consecuentemente la porción hacia la herramienta y
hacia la pieza de trabajo disminuyen (ver Figura 8). A altas velocidades de corte,
la energía es prácticamente transportada en la viruta, y una pequeña parte de
esta energía va hacia la pieza de trabajo y una parte aun más pequeña a la
herramienta [Shaw, 1984].
12
50V, m/min
100100
200 400Cutting speed, ft/min
Figura 8 Variación calculada de la distribución de energía para corteortogonal, acero AISI 1113, herramienta K2S, ángulo de ataque de20°, profundidad de corte de 0.151 in (3.84 mm) [Shaw, 1984].
Boothroyd utiliza una estimación de temperaturas en estado estable para el
corte de metal en el proceso de torneado. Los principales valores que afectan
esta temperatura son la velocidad de corte (Ve), la presión específica de corte
(Kc) y la fracción de energía disipada en la pieza de trabajo, r (para más
detalles ver Apéndices E y F).
13
Actualmente, el Centro de Sistemas Integrados de Manufactura no cuenta
con el tipo de dinamómetro necesario para medir las fuerzas de corte en el
fresado. Por lo tanto, la estimación de la energía específica de corte (Kc) se
realiza con base en estudios previos y reportados en literatura. Todo valor de la
presión específica de corte es vigente para un material en ciertas condiciones y
datos de corte. Por ejemplo, el valor cambiará con la velocidad de corte: una
velocidad más alta, que ocasiona temperaturas de corte más altas, por logeneral lleva a un valor más bajo [Chiles, 1999].
R. Sood realizó un estudio sobre la energía específica de corte, Kc, en el
proceso de torneado de materiales duros, en un acero para rodamiento AISI
52100 con una dureza de 60 HRC [Sood, 2000]. Bajo las condiciones estudiadas
se reporta la influencia del espesor nominal de viruta (hmax) sobre Kc. Tomando
en cuenta una comparación del espesor de viruta promedio y la dureza del
material (estudio de R. Sood Vs. Presente estudio) se estima que la Kc del
fresado en duro para D2 (58-60 HRC) esta entre 6500 y 8500 N/mm2 (ver
Apéndice E para detalles en cálculos).
Este valor obtenido de Kc se respalda con el trabajo realizado por Ng, en el
cual se realiza un análisis por el método de elemento finito, utilizando el código
FORGE2, para simular las fuerzas de corte y distribución de temperatura en el
torneado de acero endurecido AISI H13 con una dureza de 52 HRC en un corte
ortogonal [Ng, 1999]. Los datos experimentales reportados en este estudio de
Ng se encuentran en un valor de 3000 N/mm2 (para una velocidad de avance de
0.25 mm/rev y una profundidad de corte de 2mm).
El aumento de temperatura estimado del calor que se transporta hacia la
pieza de trabajo durante el maquinado, 0W, (ver Apéndice F), en función de la
Presión Específica de Corte, Kc; y la Velocidad de Corte, Ve; se muestran en la
Figura 9.
14
o
3+-«22LQ)
1500
1300
1100
900
700
500
30040
Kc= 11000 N/mní
l:L AuSTENiZACION 02Kc=8SOONIrmf
Kc= 6500 Ntanf*
Kc= 4000 Wnwrf
60 80 100 120
Velocidad de corte, Ve (m/min)
140 160
Figura 9 Estimación del aumento de temperatura de la pieza de trabajo, 9W,(Estado estable para corte ortogonal, Proceso de Torneado); aceroD2 (58-60 HRC).
Otro punto de gran importancia es el estudio realizado por Stephenson,referente al maquinado de corte interrumpido. Dicho corte provoca que latemperatura generada en la zona de deformación secundaria durante elmaquinado, sea menor a la temperatura por corte continuo en estado estable(ver Figura 10). El proceso de fresado es un maquinado por corte interrumpido,por lo que las temperaturas alcanzadas, en la zona de deformación secundaria,son menores a las temperaturas estimadas en el corte continuo. Para lascondiciones de corte utilizadas en esta tesis, la parte de calentamiento es del5.85% del ciclo total de corte en una revolución de la herramienta (ver Figura11).
641944
15
l HM<lnj Time {
Figúralo Variación de la temperatura generada en la zona de deformaciónsecundaria en el corte interrumpido [Stephenson, 1997]
Esquema de corte
r_Diámetro de herramienta: 10 mmProfundidad corte radial: 0.336 mmÁngulo de contacto, hta-material: 21.12°Longitud de contacto, hta-material: 1.84 mmCiclo de Calentamiento: 5.85%
Figura 11 Esquema de corte de metal (Estudio Presente)
La estimación de temperatura en la parte se orienta a determinar si existe lasuficiente temperatura para austenizar el material de trabajo y por consecuencia
provocar cambios microestructurales en el mismo. La estimación de temperaturaen el corte continuo (Figura 9) y el efecto del corte interrumpido indican poca
probabilidad de que la temperatura de la parte llegue a la temperatura de
austenización.
16
Comparación de Microestructuras
Para el análisis metalográfico, se realizaron probetas del material en estudio(ver Figura 12). Dicho material fue montado en resina termoendurecible, epóxicacon carga mineral para la conservación de bordes. Se preparó la probeta para
su estudio metalográfico y se utilizó superpicral como reactivo de ataque (ver
Apéndice G). Se utilizó un microscopio óptico para la observación. Losresultados obtenidos, se muestran en la Figura 13.
Figura 12 Probetas para pruebas metalográficas.
0>
O)
Fresado,VB = 112.11 n
WEDM/f = 6451.6 mm2/hr
VSc = 13 m/min
= Í36.1 n tf=6451.6mm2/hrfSc = 13 m/min
Figura 13 Metalografía acero D2 (58-60 HRC); VB = Desgaste de flanco; Vf=Velocidad de avance; WSc = Velocidad de avance del hilo.
17
Se realizaron 3 replicas para cada condición de maquinado, en las cuales seobservó una consistencia en la profundidad de la zona afectada. Dichaafectación se representa en la Tabla 5.
n3 « €o> "° ü
Baja
Alta
DesgBajo
Pequeña(2wm)
Pequeña(2um)
asteAlto
Grande(4um)
Mediana(3um)
Tabla 5. Profundidad aproximada del cambio de textura en el maquinado deacero D2 a 58-60 HRC (3 replicas para cada condición de corte).
En la metalografía de mayor magnificación (ver Figura 14) se observa ladeformación plástica provocada por el proceso de fresado en duro.
Figura 14 Metalografía acero D2 a 58-60 HRC; Vc=90 m/min; VB=112.11 u,m
18
Comparación de Topografías
Se realizaron estudios de topografía, para observar la preparación de lasprobetas y los posibles cambios de dureza superficial. Las probetas utilizadasfueron recubiertas con carbón para el análisis (ver Apéndice H). Los resultadosson presentados en la Figura 15.
Figura 15 Topografía acero D2 (58-60 HRC); VB = Desgaste de flanco Vf=Velocidad de avance; WSc = Velocidad de avance del hilo.
Comparación de Microdurezas
Para realizar los ensayos de microdureza, se realizaron nuevas probetas del
material en estudio. Se utilizo una resina acrílica termoplástica para su montaje.Las muestras fueron montadas con un ángulo de inclinación para poder observar
un pequeño grado de penetración normal a la superficie maquinada en elmaterial de estudio (para mayor información ver Apéndice I).
19
Se tomaron microdurezas en la interfase del material deformado por elproceso de maquinado y el material base. Posterior a esto, se realizaron nuevasindentaciones en una zona lo suficiente alejada de la parte afectada paraobtener la dureza del material base y así poder comparar las durezasresultantes. Los resultados del análisis estadístico, utilizando MINITAB, semuestran en la Figura 16 (ver Apéndice I para mayor detalle).
Intervalos de confianza Mu (95%)Probeta Ve = 90 m/min
°nn5. 750£• 7nn -
ti 650 •E»
bUU •
O
ÜJI
&
^\\
.
o
F
fI
o o
a| s'
Probeta
Material Base
8o'(7>
1'
\I
O
8'
800
750
= 700<B
| £50a
600
550
Interfase zonaafectada y materialbase \
X.
Intervalo de confianza para Mu (95%)Probeta Ve = 150 m/min
I f" t
t
O O 0 O 0Wi irt "• «- oí5 j J o' gi1 i' E'
Probeta
f
O(ti
o'Su
MB Material base
Er90 Erosionado Vc= 90 m/min
9010 Fresad Vc= 90m/min; VB= 76.3 nm
90 30 Fresado Vc=9
Er150 Erosionado V(
150_20 Fresado Vc=1
Dm/min; VB= 112.11 Mm
:=150m/min
50m/min; VB=117.1 ¡im
SOm/min; VB=136.1|.im
" ' • -fe^
A
NOTA: 60 nm son equivalentes a 2.3 ^m de profundidadnormal a la superficie maquinada
Figura 16 Microdureza acero D2 (58-60 HRC); Carga de ensayo, 100gf; tiempode ensayo, 10 seg.
20
DISCUSIÓN
De acuerdo con los resultados obtenidos, en el proceso de fresado en duro,se puede resumir en lo siguiente.
• El proceso de fresado en duro proporciona condiciones estables demecanizado, un desgaste uniforme en la herramienta de corte y laausencia de despostilladuras. La comparación de los resultadosobtenidos en este trabajo con los resultados del estudio anterior[Hernández, 2002] nos indica una consistencia en el proceso (verFigura 6 y Tabla 4).
• En las metalografías se observa un cambio de textura en laproximidad de la superficie, la cual la definen como "capa blanca" enestudios de este tipo.
• La topografía de las muestras estudiadas muestra un pequeño "salto"
o cambio de nivel que es del orden de 2 p.m (ver Figura 15), lo cual es
un indicativo de un cambio de dureza en la zona afectada.
• La profundidad de la zona afectada, tiende a aumentar con eldesgaste de la herramienta y se reduce con la velocidad de corte (verTabla 5).
• El aumento de dureza podría ser causado por deformación plástica, aun cambio de fase o a un revenido del material.
• La temperatura estimada en la zona afectada es muy inferior a lasrequeridas para un cambio de fase en el material bajo estudio (verFigura 9), tomando en cuenta las mediciones de Dewes [Dewes,1999] y los tiempos cortos de calentamiento.
21
• Se reduce la posibilidad de una recristalización con base en laausencia de la formación de nuevos granos en la zona afectada (verFigura 14) y la estimación de temperaturas en el proceso de corte queesta por debajo de los 900° C (ver Figura 9).
También se reduce la posibilidad de un sobre-revenido debido a que:
• Las microdurezas tomadas indican un cambio poco significativo entrela cara superficial y el material base (ver Figura 16).
• Las temperaturas estimadas en la pieza de trabajo (ver Figura 9) estánpor debajo de los requeridos para un revenido significativo delmaterial. Además, la presencia de carburos, y elementos aleantescomo el cromo y el molibdeno, en la matriz martensítica limitan elrevenido.
La deformación plástica se identifica claramente en las micrografías demayor magnificación (ver Figura 14). El supuesto de que la zona afectada esúnicamente el mismo material deformado plásticamente se soporta en lassiguientes consideraciones:
• La temperatura aumenta con la velocidad de corte, y con ellodisminuye el esfuerzo de flujo del material.
• Las fuerzas de corte disminuyen conforme aumenta la velocidad decorte.
La consistencia del supuesto de que la zona afectada es únicamente materialdeformado plásticamente puede verificarse como sigue:
22
• Las muestras maquinadas con herramientas altamente desgastadas,esto es, aquellos experimentos en los que las temperaturas fueronmás altas, muestran una zona de afectación más profunda (ver Tabla5), lo cual puede ser relacionado con la disminución del esfuerzo deflujo del material; razón por la cuál la penetración de la deformaciónplástica es mayor.
• Las muestras maquinadas a alta velocidad presentan una zona deafectación menos profunda (ver Tabla 5) debido a que las fuerzas decorte son menores; esto es, la presión de ¡nterfase es menor, por loque la penetración de la deformación plástica también es menor.
Los argumentos arriba presentados también se apoyan en los resultados delas mediciones de microdureza que indican un cambio poco significativo, peroconsistente con endurecimiento por deformación plástica (ver Figura 16).
De acuerdo con los resultados obtenidos, en el proceso de electroerosión porhilo (Wire EDM), se puede resumir en lo siguiente.
• Se observa un cambio de textura, conocida como "capa blanca" (verFigura 13).
• Esta capa blanca es una capa resolidificada, producida por el procesode electroerosión (ver Apéndice B para mayor información).
• La topografía nos muestra un cambio de nivel, indicativo de un cambiode dureza, la cual se encuentra en el orden de 3 mieras.
• La profundidad de afectación es menor que la que se obtiene en elproceso de Plunge EDM.
23
Se aprecia una pequeña disminución en la dureza. Esto puede serocasionado por la posible capa de material revenido, que se forma enel proceso de electroerosión (ver Apéndice B para mayorinformación).
24
CONCLUSIONES
Los resultados de este estudio se pueden resumir en los siguientes puntos,aclarando que dichas conclusiones sólo son directamente válidas para lacombinación del material de trabajo AISI D2 a 58-60 HRC, la herramientaJABRO JH-120 y las condiciones analizadas en este trabajo, así como en laelectroerosión por hilo, las condiciones utilizadas para un proceso de desbaste:
• La zona de afectación en el material maquinado es pequeña, varia enel rango de 2 y 4
• La zona afectada del material, en el proceso de fresado en duro, muyprobablemente es deformación plástica provocada por el corte delmaterial.
• Al analizar la microdureza superficial, se observa que el material tieneun cambio de dureza poco significativo comparado con el materialbase.
• El proceso de fresado en duro muestra una pequeña zona deafectación en el material de trabajo, comparada con la zona deafectación que deja el proceso de torneado en duro.
• El proceso de Electroerosión por Hilo (Wire EDM) muestra unapequeña zona de afectación en el material de trabajo, comparada conla zona de afectación que deja el proceso de electroerosión porPenetración (Plunge EDM).
Contribución
La contribución realizada con esta tesis es la validación de que no se detectauna alteración significativa en la microestructura superficial del acero D2, bajolos procesos de fresado en duro y electroerosión por hilo.
25
Trabajo a Futuro
Posible trabajo a futuro puede ser:
• Simulación del proceso de maquinado.
• Verificación de tolerancias aceptables en el proceso de maquinado.
• Estudio de la aplicación del proceso de Fresado en Duro a superficiescomplejas.
• Estudio de comportamiento de las piezas maquinadas en el campo de
trabajo.
26
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[ASM, 1998]
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[Barbacki, 1997]
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29
APÉNDICE A -CARACTERÍSTICAS DEL ACERO D2
GENERALIDADES
AISI D2 es un acero para herramienta de alto contenido de carbono y cromo
aleado con molibdeno y vanadio; con características tales como:
• Alta resistencia al desgaste
• Alta resistencia a la compresión
• Buenas propiedades de dureza
• Alta Templabilidad
• Buena resistencia a "tempering-back"
La composición química del acero D2 se muestra en la siguiente tabla:
%c1.4-1.6
%Mn0.6 Max
%S¡
0.6 Max%Cr11-13
%N¡0.3 Max
%Mo0.7-1.2
%V
1.1 Max
Tabla A1. Composición química del acero para herramienta D2 [ASM, 1998].
APLICACIONES
AISI D2 es recomendado para herramientas que requieren una elevada
resistencia al desgaste combinado con una tenacidad moderada (resistencia al
impacto). Puede ser utilizado en varios acabados incluyendo rolado en caliente,
pre-maquinado y en condiciones de maquinado fino.
30
PROPIEDADES
Datos Físicos
Endurecido y revenido a 62 HRC. Datos dados a temperatura ambiente y a
elevada temperaturas.
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Tabla A2. Propiedades físicas del acero para herramienta D2 [Uddeholm,
1998].
Esfuerzos de compresión
Los datos de la siguiente tabla son considerados como una aproximación.
HRC °"
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2 1 7.0i •>:»:•|.-.-o
Tabla A3. Esfuerzos de compresión para el acero D2 [Uddeholm, 1998].
31
TRATAMIENTOS TEMIÓOS
Revenido
1. Caliente el acero a una temperatura de 1560 °F (850 °C).
2. Enfríe en el horno a una temperatura de 20 °F (10 °C) por hora a 1200°F (650 °C).
3. Por último, enfriar al aire libre.
Relevado de esfuerzos
Después del maquinado áspero la herramienta debe ser calentada a unatemperatura de 1200 °F (650 °C) durante 2 horas.
Enfríe lentamente a 930 °F (500 °C).
Por ultimo, enfriar al aire libre.
Templado
Temperatura de precalentamiento: 1110 -1190°F (650 - 750 °C).
Temperatura de austenización: 1810 - 1920 °F (990 -1050 °C), perousualmente 1830 - 1905 °F (1000 - 1040 °C).
Tniir-F
I.SIT.1 í T'01 i»?.:.
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1010] l 1 -.1 '
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«•»|:.|:.|-:^. ó'?. HRC<i|:.pro,:.':4HRC.ippro/.. '>:• HRC
Tabla A4. Temperatura de austenización para el acero D2 [Uddeholm, 1998].
*soaking time = Tiempo de la temperatura de austenización después de que la herramienta asido calentada totalmente.
Proteger la herramienta contra la descarburización y oxidación durante elendurecimiento.
32
TRATAMIENTOS TEMIÓOS
Revenido
1. Caliente el acero a una temperatura de 1560 °F (850 °C).
2. Enfríe en el horno a una temperatura de 20 °F (10 °C) por hora a 1200°F (650 °C).
3. Por último, enfriar al aire libre.
Relevado de esfuerzos
Después del maquinado áspero la herramienta debe ser calentada a unatemperatura de 1200 °F (650 °C) durante 2 horas.
Enfríe lentamente a 930 °F (500 °C).
Por ultimo, enfriar al aire libre.
Templado
Temperatura de precalentamiento: 1110 -1190°F (650 - 750 °C).
Temperatura de austenización: 1810 - 1920 °F (990 -1050 °C), perousualmente 1830 - 1905 °F (1000 - 1040 °C).
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S'jOkilKl' tilV!^mh Hites.
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Htiivlne:-^ b~t'-'i ••=•teiripH'hi':!
ti|.'pi'j:'.. •:.:'. HRC<i|:'pi'jx. i:4 HRC<i|:'prox. <:•'. HRC
Tabla A4. Temperatura de austenización para el acero D2 [Uddeholm, 1998].
*soaking time = Tiempo de la temperatura de austenización después de que la herramienta asido calentada totalmente.
Proteger la herramienta contra la descarburización y oxidación durante elendurecimiento.
32
Medios de temple
• Aceite (solo para geometrías simples)
• Vacío
• Gas/aire forzado
• Martempering a 360 - 930 °F (180-500 °C), después enfriado al aire.
Nota: revenir la herramienta tan pronto como ésta alcance las temperaturasde 120-160°F(50-70°C).
'.ii-.i i '.i.Si i |r it ii i ') i r"'i i 1 1 t_Ji i | i"ti'-.i i 1 1 i ;-',ñ
Figura A1 . La dureza como una función de la temperatura de austenización
[Uddeholm, 1998].
33
Figura A2. Gráfica de dureza Vs. Temperatura de revenido. [ASM; 1998].
1200
1 2 5 10 20 60 2 6 10 20 60 2 5 10 20 60
Figura A3. Diagrama de transformación isotérmica [ASM; 1998].
34
294 (AISI D2 Tool Steel)CompoBition: 1.62% C - 0.40% Mn - 0.48% Si - 0.01% S -0.024% P - 12.44% Cr - 0.80% Mo - 0.88% V Grain ai««: 9-10Austenitiied at 10SO°C (1886°F) for 30 min
= 807°C
Acs = 850°C
Figura A1 Figura A4. Diagrama CCT del acero D2 [ASM; 1991].
35
APÉNDICE B -PROCESOS DE MAQUINADO: a) FRESADO EN DURO; b) WEDM;
c) TORNEADO EN DURO
Los materiales duros son, generalmente hablando, aquellos que tienen unadureza de 42 a 65 HRC. En el pasado la única posibilidad de mecanizar estos
materiales era por medio del rectificado o mecanizado a velocidades muypequeñas.
Las dificultades a la hora de mecanizar estos materiales duros pueden serdebidos a:
Altas temperaturas en la zona de corte.
Fuerzas de corte altas y variables.
Presión muy fuerte en una sección muy pequeña, cerca del filo.
Desgaste rápido de la herramienta o rotura.
Tensiones en la pieza durante el mecanizado.
Homogeneidad pobre en el material de la pieza.
Estabilidad insuficiente.
Las elevadas demandas térmicas y mecánicas sobre las herramientas enestas operaciones, decidirá en primer lugar la elección del tipo de placa, forma,
geometría, método de mecanizado y condiciones de corte.
FRESADO
El fresado se lleva a cabo por un movimiento coordinado entre unaherramienta rotativa con varias puntas y un avance recto de la pieza. La fresa
tiene diferentes filos y cada uno de ellos arranca cierta cantidad de material.
36
Para preparar la operación de fresado deben establecerse un número deparámetros. Estos definen la dinámica de la herramienta rotativa de fresado, através de su diámetro (D), en su diámetro contra la pieza.
La velocidad del husillo (n, en rpm) es el número de revoluciones querealiza por minuto la herramienta de fresado en el husillo.. Este es un valororientado hacia la máquina y no dice mucho sobre lo que ocurre en la periferia,donde mecaniza el filo de corte.
La velocidad de corte (Ve, en m/min) indica la velocidad periférica con la
que los filos de corte mecanizan la pieza. Este es un valor importante orientativode la herramienta y parte de los datos de corte que aseguran que la operación
sé esta llevando a cabo tan eficazmente como es posible, por la herramienta encuestión.
j t j c x n (m/m¡n)
° 1000 J ix D
Figura B1. Velocidad de husillo, n; y Velocidad de Corte, Ve [Sandvik, 1994].
El avance por minuto o velocidad de avance (Vf, en mm/min) es ladistancia recorrida por la herramienta contra la pieza por unidad de tiempo.También se le denomina avance de mesa y avance de máquina.
37
El avance por revolución (f, en mm/rev) es un valor especialmenteutilizado para cálculos de avance y para determinar la capacidad de acabado deuna fresa para planear. Es el valor auxiliar que indica la distancia que se muevela herramienta por revolución.
v/
, Vf V/J7 = —-— (mm) f = -1- (mm/rev)JZ n xz v ' J n v
Figura B2. Avance por diente, fz y Avance por revolución [Sandvik, 1994].
El avance por diente (fz, en mm/diente) es un valor clave importante en elfresado. Es la distancia que recorre la herramienta mientras un diente enconcreto está implicado en el corte.
La profundidad de corte, axial (ap) en el planeado, radial (ae) en el fresadoperiférico, puesto que es lo que la herramienta penetra en la pieza. Es la medidade lo que la herramienta penetra en la pieza.
El ancho de corte o la profundidad radial de corte (ae) en el planeado
axial en el planeado periférico (ap), es la pasada de la fresa en la pieza.
38
Figura B3. Profundidad de corte en el planeado y en el fresado periférico
[Sandvik, 1994].
El volumen de viruta arrancado por unidad de tiempo (Q) puede
establecerse utilizando algunas de estas definiciones. El volumen es la
profundidad del corte por el ancho de mecanizado y por la distancia recorrida por
la herramienta en la unidad de tiempo. El volumen de viruta se indica en
milímetros cúbicos por minuto.
Q = ae x ap x v/Régimen de arranque de viruta
Figura B4. Régimen de arranque de viruta [Sandvik, 1994].
39
Espesor medio de viruta. El espesor de la viruta es variable en el fresado ya menudo es complicado de determinar. Por lo tanto es más practico y más
representativo en muchos aspectos trabajar con el espesor medio de viruta.
El espesor medio de viruta se calcula por medio de una fórmula
relativamente simple. El avance por diente es obviamente un valor así como la
profundidad y ancho de corte en los métodos respectivos de fresado. El diámetro
de la fresa también es un factor influyente puesto que afecta al arco de corte.
hm = /z/f
I®
m_ sin K x 180xae x/z
rt x D x arcsin (-^-)
Maa/D
1/501/401/251/201/102/103/104/105/10
0,04 0,08
fz (mm)
0,10 0,16 0,20 0,30 0,40 0,50 0,60 | 0,80 1,0hm (mm)
0,03
0,03
0,040,050,05
0,030,040,050,06
0,030,030,030,050,070,080,09
0,030,030,040,040,060,090,100,12
0,06 0,10 0,13
0,040,050,060,070,090,130,160,180,19
0,060,060,080,090,120,170,210,230,25
0,070,080,100,110,160,220,26
0,080,090,120,130,190,26
0,110,130,160,180,25
0,140,160,200,22
Figura B5. Espesor medio de viruta en el proceso de fresado [Sandvik, 1994].
40
TORNEADO
El torneado genera básicamente formas cilindricas con herramientas de un
solo punto de corte, en la mayoría de los casos la herramienta es estacionaria yla pieza rotativa. Para hacer más directa la selección de un tipo de herramienta,
se puede decir que existen cuatro operaciones básicas de tornear: cilindrar (1),refrentar (2), copiar en ángulos (3) y perfilar en redondo (4). También existen
numerosas combinaciones de cortes como el mecanizado en escuadra,transiciones de diámetros y achaflanados, pero todas ellas son variantes de los
cuatro métodos básicos que se muestran en la Figura B6.
Figura B6. Operaciones básicas de torneado [Sandvik, 1994].
La pieza gira en el torno con una determinada velocidad del husillo (n),medida en revoluciones por minuto (rpm). En relación con el diámetro de lapieza, en el punto en que está siendo mecanizada, esto dará lugar a una
velocidad de corte o avance superficial (Ve en m/min).
D x TT x n1000
, . . .(m/mm)
D: (mm)n: (rpm)ir: 3.14
Figura B7. Velocidad de corte en el proceso de torneado [Sandvik, 1994].
41
La velocidad de avance (Vf, en mm/min) es el desplazamiento de la
herramienta en varias direcciones. Es el desplazamiento de la herramienta
durante una vuelta de la pieza giratoria. Este valor determina no sólo el espesor
de la viruta, sino que también la proporción de rotura de la misma.
La profundidad de corte (ap, en mm) es la mitad de la diferencia entre el
diámetro previo a mecanizar y el obtenido con la mecanización. La profundidad
de corte se mide siempre perpendicularmente al avance de la herramienta y no
sobre el filo de ésta.
La profundidad de corte v
Figura B8. La profundidad de corte y avance correctos son críticos para el
control de viruta [Sandvik, 1994].
El ancho de viruta (la) es el mismo que la longitud efectiva del filo principal.
El espesor de la viruta (h) es medido a través del filo de corte,
perpendicular al corte y a lo largo del filo principal. El ancho y el espesor de la
viruta son las dimensione que definen el corte teórico del filo en el material de la
pieza.
42
Figura B9. Ancho de viruta y espesor de viruta en el proceso de torneado[Sandvik, 1994].
MAQUINADO POR ELECTRO EROSIÓN
Electrical Discharge Machining (EDM) es el proceso de remoción de
material eléctricamente de una pieza de trabajo conductora utilizando chispas
controladas que ocurren entre un electrodo y una pieza de trabajo en presencia
de un fluido dieléctrico. El electrodo puede considerarse como la herramienta decorte.
El proceso de EDM requiere que se maquine el electrodo exactamente de
forma opuesta a la forma de la pieza. Las máquinas EDM por hilo (WEDM) usan
un hilo continuo como electrodo. Las chispas van del hilo hacia la pieza detrabajo.
Es un proceso térmico, el material es removido por calor. El calor es
introducido por el flujo de electricidad entre el electrodo y la pieza de trabajo en
forma de chispa. El área calentada por cada chispa es muy pequeña, así que el
fluido dieléctrico enfría rápidamente el material vaporizado, el electrodo y la
pieza de trabajo. Por lo tanto, es posible que ocurran cambios metalúrgicos porel calentamiento de la chispa en la superficie de la pieza de trabajo.
Un material dieléctrico es requerido para mantener el "gap" de la chispa entre
el electrodo y la pieza de trabajo, este dieléctrico es generalmente un fluido.[Jamenson; 2001]
43
Parámetros de operación para WEDM.
Fuente de poder. Corriente eléctrica arriba de 32 Amperes es empleada, el
voltaje esta usualmente entre 55 y 60 volts.
Dieléctrico. El agua destilada es frecuentemente utilizada como dieléctrico,
en algunos casos se utiliza aceite.
Hilo (electrodo) Alambre de latón, cobre, tungsteno y muy raramente de
molibdeno es utilizado como material de electrodo. El rango de diámetro va de
0.001-0.012 pulgadas (0.03-0.30 mm). El más común es el alambre con
diámetro de 0.008" (0.20 mm). La velocidad del alambre esta usualmente entre
0.5-30 fpm (2.5-150 mm/s).
Overcut. Algunas veces llamado gap de trabajo, se encuentra en un rango
de operación de 0.0008-0.0020" (0.02-0.05 mm) El gap más común es
alrededor de 0.001" (0.03 mm).
Velocidad de corte. Una regla comúnmente empleada es que para
materiales arriba de 6" (150 mm) de espesor, alrededor de 1 in2 (645 mm2) de
sección transversal puede ser removida en una hora. La velocidad de corte es
un resultado directo del tipo de material, espesor del material, y tamaño del
alambre utilizado.
Tolerancias. La mayoría de las maquinas de WEDM tienen una precisión de
posicionamiento de +/- 0.0001" (0.003 mm.) Una precisión de 0.0005" (0.013
mm) es típica.
Características de la superficie. La superficie producida por el centelleo del
EDM es no direccional y no reflejante, esta formada de muchas cavidadesesféricas. El tamaño de las cavidades depende de la temperatura de fundición
de la pieza, el poder eléctrico contenido en la chispa y el tiempo que es aplicada
la electricidad en la superficie de la pieza.
44
Produce una capa afectada por el calor la cual puede ser perjudicial para elfuncionamiento de las piezas de trabajo que pueden estar sujetas a fatiga en elservicio. Baja intensidad de la chispa minimiza la zona afectada.
/— Temperature zone E
/ / - Temperature zone D
/ / - Temperature zone C
/ / ' / — ---- Temperature zone B
/ / / / - Temperature zone A
Workpiece
\\\\/ / / / / Spark cavity
I^Z/ / Á
L Approximate thickness .002 in.(0.05 mm)
Figura B10. Distribución de temperaturas en el proceso de electroerosión[Jamenson, 2001]
Mucho del calor producido por la chispa es transferido al fluido dieléctricocomo virutas frías de EDM. La chispa también calienta la superficie y estecalentamiento debe ser dispersado a través de la pieza y dentro del fluidodieléctrico. La temperatura en la cavidad de la chispa en la pieza podríaclasificarse en las siguientes zonas:
• Temperatura que vaporiza el material de la pieza,
• Temperatura que funde la material de la pieza,
• Temperatura que afecta la estructura del material de la pieza, y
• Temperatura que no es suficiente para afectar la estructura de lapieza.
La temperatura en la cavidad de la chispa en la pieza decrece conforme ladistancia de la superficie de la cavidad de la chispa aumenta.
45
La larga duración de la chispa y un alto amperaje en el maquinado EDMnormalmente requiere operaciones de acabado para mejorar la superficiemetalúrgica de la cavidad de la chispa.
Las zonas de la temperatura en la cavidad de la chispa son descritas acontinuación:
Zona de temperatura A; Es la superficie que es bombardeada por chispaseléctricas. Esta temperatura es lo suficientemente elevada para evaporar elmaterial de la pieza. Los materiales evaporados del electrodo y el fluidodieléctrico están incluidos en esta área. Cuando la chispa es apagada, muchosde los materiales evaporados de la pieza forman una nube y se convierten enviruta EDM cuando es enfriada en el fluido dieléctrico. Pero una pequeña porciónde estos materiales se queda cerca de la superficie de la cavidad de la chispa.Este material se reconstruye por si mismo como una capa de la superficie de lacavidad de la chispa y podría contener elementos del material del electrodo obien con un producto del fluido dieléctrico. En el momento en que el material fueremovido de la superficie de la pieza y regresado a ella, es conocido como caparedepositada.
La capa depositada es muy dura, frágil y altamente tensionada. Esta capa estemplada rápidamente al momento en que se apaga la chispa, por lo que podríacontener grandes cantidades de carbono. El rápido enfriamiento y el altocontenido de carbono, produce una capa blanca o martensita, en el acero.
Zona de temperatura B; Es actualmente parte de la zona A y consiste en lasproyecciones en forma esférica que se extiende desde la superficie de la zona A.Estas proyecciones son conocidas como glóbulos que son pequeñas cantidadesde vapor que han sido separadas de la nube principal y se juntan cercanamentea la superficie de la cavidad de la chispa. Estas proyecciones son muy pequeñasy aparecen como manchas en la superficie de la cavidad de la chispa.
46
Zona de Temperatura C; La temperatura en esta zona es lo suficientemente
alta para que la superficie de la pieza de trabajo se funda, pero no se separe de
la superficie de la cavidad de la chispa. Esta capa es conocida como una capa
resolidificada pero en combinación con la capa A se le conoce como "recastlayer".
Zona de temperatura D; La temperatura aquí, es menor que la temperatura
del punto de fusión, puede calentar lo suficiente para causar cambios en lascaracterísticas del material de la pieza de trabajo.
Zona de temperatura E; El material en esta zona esta lo suficientemente
alejado de la superficie de la cavidad de la chispa que cualquier incremento de
temperatura no afecta las características del material de la pieza de trabajo.
Como el material en esta zona no es afectado por la energía de la chispa, se le
denomina como metal base.
La zona afectada por el calor consiste en el total del área de la superficie de
la cavidad de la chispa que ha sido modificada por el calor de la chispa, llamada:
Zona A: Capa de vaporización y redepositación.
Zona C: Es la capa de fusión y resolidificación.
Zona D: Es la capa con cambios de las características del material de la
pieza de trabajo.
Energía de la chispa. Es determinada por la cantidad de electricidad
contenida en cada chispa, multiplicado por el tiempo en que la electricidad esta
fluyendo. La ecuación para determinar la energía de la chispa es:
Wt = E x I + t
Donde:
Wt = Watt time (microsegundos)
47
E = Voltaje de la chispa
I = Amperaje máximo
T = Tiempo de la chispa encendida (microsegundos)
Las dos condiciones fundamentales para determinar la energía de la chispason cuando:
1. Manteniendo el tiempo de la chispa encendida; la energía de la chispase incrementa conforme se incrementa el amperaje máximo de lachispa.
2. Manteniendo el amperaje máximo de la chispa; la energía aumenta deacuerdo al aumento de la duración de la chispa.
Como el tiempo de la chispa encendida y el amperaje máximo son los dosfactores principales para determinar la energía necesaria para la chispa. Seproducen los siguientes efectos:
• Un incremento en la duración de la chispa o en el amperaje máximo,incrementa la energía de la chispa.
• Un incremento en la energía de la chispa, incrementa el volumen delmaterial removido de la pieza por la chispa, y
• Un incremento en el volumen del material removido por la chispa dacomo resultado un acabado final grueso.
48
APÉNDICE C-REVISIÓN BIBLIOGRÁFICA
Los principales artículos consultados y que tienen mayor relevancia para este
trabajo son:
[Barbacki, 1997] Structural alterations in the surface layer duríng hardmachining. [Barbacki, A.; Kawalec, M.J Journal of Materials Processing
Technology 64 (1997) 33-39
Estudia los cambios en la microestructura y microdureza provocados por el
maquinado de aceros para rodamiento endurecido. Se basa en el estudio de un
acero para rodamientos con una dureza aproximada de 63 HRC.
[Barbacki, 2003] Turning and grinding as a source of microestructuralchangos in the surface layer of hardened steel. [Barbacki, A.; Kawalec, M.;
Hamrol, A.] Journal of Materials Processing Technology 133 (2003) 21-25
Este documento presenta resultado de investigaciones relacionados a las
alteraciones que sufre la capa superficial en aceros endurecidos en el proceso
de torneado. Analiza parámetros de integridad en la superficie tales como
microestructura, dureza, niveles de esfuerzo y rugosidad. Utiliza un acero para
rodamiento AISI 52100 con dureza de 60 HRC.
[Becze, 2000] High-speed five-axis milling of hardened too/ steel [Becze,
C. E.; Clayton, P.; Chen, L; El-Wardani, T. /.; Elbestawi, M.A.] International
Journal of Machine Tools & Manufacture 40 (2000) 869-885
Este documento investiga los asuntos relacionados con el fresado de alta
velocidad del acero D2, con una dureza de 63 HRC. Estudia la morfología de la
viruta, el efecto de los parámetros de corte sobre las fuerzas de corte y los
mecanismos de desgaste, la vida de herramienta y el acabado superficial.
Trabaja sobre una cavidad de dado de forja que sirve como modelo para la
simulación de los efectos de una trayectoria compleja de herramienta.
49
[Becze, 2002] A chip formation based analytic forcé model for obliguecutting. [Becze, C. E.; Elbestawi, M.A.] International Journal of Machine Tools &
Manufacture 42 (2002) 529-538
Este trabajo provee un método basado en la formación de viruta y morfología
obtenida de una prueba de corte ortogonal sobre un acero endurecido D2 quearroja datos cinemáticos del proceso de deformación. El modelo de fuerzas en
corte oblicuo es utilizado para predecir las fuerzas de corte durante el fresadodel acero endurecido D2 (ball milling).
[Boehner, 1999] Influence of Material Microstructure on too/ performancein high speed machíning. [Boehner, J.; El-Wardany, T.; Dumitrescu, M.; Chen,
L; Elbestawi, M. A.] Society of Manufacturing Engineers, (1999). MR99-166
La rugosidad del acero para la herramienta D2 en su estado habitual,
representa un desafío real en la industria de los dados y moldes. Estedocumento examina la influencia de la microestructura del material para
herramienta D2 en la vida de las herramientas de carburo y los mecanismos dedesgaste. El efecto perjudicial del material de alta dureza (60 a 62 HRC) en la
vida de la herramienta es argumentado por la única distribución de las partículasde carburo en su microestructura. El análisis de desgaste de la herramienta fueestudiada usando un microscopio electrónico de barrido (SEM), y la virutaproducida fue analizada usando un microscopio óptico. Las observaciones
experimentales se completaron realizando una simulación numérica del procesode fresado.
[Chou, 1999]bV/?/fe layers and thermal modeling ofhard turned surfaces.[Chou, Y. K.; Evans, C. J.J International Journal of Machine Tools & Manufacture
39 (1999) 1863-1881
50
Estudia la capa blanca en el proceso de torneado, caracterizándola ymidiéndola en función del desgaste de la herramienta. Simula la distribución detemperatura en la superficie maquinada y estima la profundidad de la capablanca.
[Dewes, 1999] Temperature measurement when high speed machininghardened mould/die steel. [Dewes, R. C.; Ng, E.; Chua, K. S.; Newton, P. G.;Aspinwall, D. K.] Journal of Material Processing Technology 92-93 (1999) 293-301
Realiza mediciones de temperatura y fuerzas de corte en el torneado deacero AISI H13 con dureza de 52 HRC mediante termopares y técnicasinfrarrojas.
[Fallbohmer, 2000] High-speed machining ofcastiron and alloy steels fordie and mold manufacturing. [Fallbohmer, P.; Rodríguez, C. A.; Ozel, T.; Altan,
T.J Journal of Materials Processing Technology 98 (2000) 104-115
Este documento muestra un punto de vista acerca de la tecnología HSC ypresenta el actual progreso en el maquinado de alto desempeño en lamanufactura de dados y moldes. Este trabajo incluye: a) estudios teóricos yexperimentales acerca de las fallas de herramienta y la vida de la herramientaen el fresado de alta velocidad de materiales duros, b) Optimización deprogramas CNC ajustando los RPM del husillo y la velocidad para mantener unaviruta constante en el maquinado de superficies y c) Predicción del flujo deviruta, esfuerzos y temperaturas en la herramienta de corte, así como tambiénlos esfuerzos residuales en el maquinado de la capa superficial. Los materialespara la herramienta evaluados incluyen carburos, carburos recubiertos y PCBN.Los materiales para la pieza de trabajo incluidos fueron H13 a 46 HRC, P20 a20-40 HRC además de hierro fundido.
51
[Fordham, 1997] The effect of different profiling techniques on thefatigue performance of metallic membranas of AISI 301 and Inconel 718.[Fordham, J. D.; Pilkington, R.; Tang, C. C.J International Journal Fatigue, Vol.
19, No. 6, pp 487-501, 1997
Realiza pruebas de fatiga a membranas maquinadas por láser,electroerosión, corte por agua y estampado. Realiza pruebas de metalografía y
microdureza, asi como mide la rugosidad superficial. El material de estudio esAISI 301 y Inconel 718.
[Hernández, 2002] Impacto del Fresado en Duro para la fabricación deinsertos en dado cortador - Perfiles rectos en aceros de herramienta D2-[Hemández, R.] 2002
Esta tesis estudia el desgaste de herramientas y economía de corte en el
maquinado de acero para herramienta D2 con dureza de 58-60 HRC.
[Kishawy, 2001] Tool wear and surface integrity during high-speedturning of hardened steel whit polycrystalline cubic boron nitride too/. [H.A. Kishawy, M. A. Elbestawi]. Instn. Mech. Engrs. Vol. 215 Part B, 2001
Este documento examina las características de desgaste de herramienta y laintegridad de la superficie durante el torneado de alta velocidad de un acero para
herramienta D2. Examina los diferentes parámetros de proceso, incluyendo eldesgaste de herramienta. Examina el daño de la superficie usando unmicroscopio electrónico de barrido. Muestra varios tipos de daños a la superficie
bajo diferentes condiciones de corte.
[Koshy, 2002] High speed end milling of hardened AISI D2 too/ steel (58HRC) [Koshy, R.C. Dewes, D. K. Aspinwall] Journal of Materials Processing
Technology 127(2002) 266-273
52
Este documento muestra detalles de experimentos de maquinado con aceropara herramienta de trabajo en frío AISI D2 (58 HRC), usando herramientas
insertables y enterizas. El objetivo era identificar los mecanismos de desgaste deherramienta y parámetros de corte. La vida de la herramienta en términos de
longitud de corte y rugosidad de la pieza, comparando estos resultados con unacero endurecido AISI H13.
[Liu, a, 2002] Experimental study on hard turning hardened GCr15 steelwith PCBN too/. [Liu, X. L; Wen, D. H.; Li, Z. J.; Xiao, L; Yan, F.G.] Journal of
Materials Processing Technology 129 (2002) 217-221
Este documento discute resultados experimentales de torneado en GCr15
acero endurecido para rodamientos de durezas 60-64 HRC. El objetivo eradeterminar el efecto de los parámetros de corte en la fuerza de corte, morfología
de viruta y calidad resultante en la superficie de la pieza, tales como, textura dela superficie, alteraciones microestructurales, cambios en la microdureza y la
distribución de los esfuerzos residuales.
[Liu, b, 2002] Cutting temperature and too/ wear of hard turninghardened bearing steel. [Liu, X. L.; Wen, D. H.; Li, Z. J.; Xiao, L.; Yan, F.G.]
Journal of Materials Processing Technology 129 (2002) 200-206
Un estudio fue tomado para investigar el desempeño de la herramienta
PCBN en el torneado de acabado de un acero para rodamientos GCr15 condiferentes durezas entre 30 y 64 HRC. Se realizo la comparación entre las
temperaturas de corte y vida de la herramienta. Se determino la influencia de ladureza de la pieza sobre los cambios en la temperatura de corte y lascaracterísticas del desgaste de la herramienta.
[Ng, 1999] Modelling of temperature and /orces when orthogonallymachining hardened steel. [Ng, E. G.; Aspinwall, D. K.; Brazil, D.; Monoghan,
J.] International Journal of Machine Tools & Manufacture 39 (1999) 885-903
53
Este documento considera la generación de calor en el maquinado ortogonalde aceros endurecidos. Desarrolla modelos analíticos y realiza simulacionesmediante el método de elemento finito para obtener las fuerzas de corte y la
distribución de temperatura cuando maquina acero endurecido AISI H13 a 52
HRC.
[Simao, 2003] Workpiece surface modification using electrical dischargemachining. [Simao, J.; Lee, H. G.; Aspinwall, D. K.; Dewes, R. C.; Aspinwall, E.
M.J International Journal of Machine Tools & Manufacture 43 (2003) 121-128
Este documento realiza una revisión del trabajo publicado respecto a lasuperficie de materiales aleados bajo el proceso de electroerosión. Presenta
resultados experimentales del maquinado por electroerosión en acero AISI H13.
[Sood, 2000] Turning of Hardened Steel. [Sood, R.; Guo, C.; Malkin, S.]
Journal of Manufacturing Processes Vol. 2(2000) 187-193
Esta investigación trata de un acero endurecido para rodamientos en elproceso de torneado usando herramientas de corte CBN. Se realizaron estudios
para determinar energía especifica, virutas generadas, herramientas de corte
usadas y el maquinado de superficies. Además se hizo un estudio acerca de lacapa blanca generada por el maquinado.
[Tonshoff, 2000] Cutting of Hardened Steel. [H. K. Tónshoff (1), C. Arendt,
R. Ben Amor]. Keynote Papers presented at the Scientific Technical Committees
papers discussion sessions (2000)
Este documento habla sobre el maquinado de aceros endurecidos. Analiza
los mecanismos de remoción de viruta en maquinado en duro y presenta lainfluencia termomecánica del área de trabajo. Varios modelos de remoción deviruta de maquinado en duro son mostrados y analizados bajo fundamentosmetalúrgicos dando un pinto de vista de la distribución de esfuerzos y
temperaturas en el área de trabajo.
54
APÉNDICE D-PRUEBAS DE DESGASTE
Con base en las geometrías típicas de los insertos para matrices de
cizallado, se definió una probeta representativa (ver Figura 5) material AISI D2
con dureza de 58-60 HRC y longitud de 210 mm. Las condiciones de maquinado
se seleccionaron tomando en cuenta la velocidad recomendada, los parámetros
y especificaciones de corte de la herramienta [Jabro, 2001].
El montaje de las probetas en el centro de maquinado Hurón, se realizó
utilizando la metodología establecida en la tesis "Impacto del Fresado en Duro
para la fabricación de insertos en dado cortador - Perfiles rectos en aceros de
herramienta D2-" realizada por el ingeniero Raúl Hernández [Hernández, 2002].
Todo el programa esta realizado para una herramienta de 12.7 mm de
diámetro, es por eso que a cada movimiento en Y se le suma 1.35 mm para que
quede compensar la herramienta de 10 mm que se utiliza en este estudio.
Programa utilizado para la probeta que se maquinara con una Velocidadde Corte, Ve = 90 m/min
N10G55N11 t4D1N12 L9006N13M03S2864N14G17G71 G90N15M81N16G01 X15Y-15ZOF10000N17G01 Z-11.2F744.64N18XOY.336N19X-230N20GOOZ100N21 M05N22 G55N23t1D1N24 L9006N25 M03 S2864
55
N26G17G71 G90N27 M81N28 G01 X15 Y-15 ZO F10000N29 G01 XO Y2.022 F744.64N31 G01 Z-9 F744.64N32 X-230 Y2.022N33GOOZ10N34X15Y2.358N35 G01 Z-9 F744.64N36 X-230 Y2.358N37GOOZ10N38X15Y2.694N39 G01 Z-9 F744.64N40 X-230 Y2.694N41 GOOZ10N42X15Y3.03N43 G01 Z-9 F744.64N44 X-230 Y3.03N45GOOZ10N46X15Y3.366N47 G01 Z-9 F744.64N48 X-230 Y3.366N49GOOZ10N50X15Y3.702N51 G01 Z-9 F744.64N52 X-230 Y3.702N53GOOZ10N54X15Y4.038N55 G01 Z-9 F744.64N56 X-230 Y4.038N57GOOZ10N58X15Y4.374N59 G01 Z-9 F744.64N60 X-230 Y4.374N61 GOOZ10N62X15Y4.71N63 G01 Z-9 F744.64N64 X-230 Y4.71N65GOOZ10N66X15Y5.046N67 G01 Z-9 F744.64N68 X-230 Y5.046N73 GOO Z50N74 M05N75 M02
56
Programa utilizado para la probeta que se maquinara con una velocidadde corte, Ve = 150 m/min
N10G55N11 t4D1N12 L9006N13M03S2864N14G17G71 G90N15M81N16G01 X15Y-15ZOF10000N17G01 Z-11.2F744.64N18XOY.336N19X-230N20GOOZ100N21 M05N22 G55N23t1D1N24 L9006N25 M03 S2864N26G17G71 G90N27 M81N28G01 X15Y-15ZOF10000N29 G01 XOY2.022F1241.2N31 G01 Z-9F1241.2N32 X-230 Y2.022N33GOOZ10N34X15Y2.358N35G01 Z-9F1241.2N36 X-230 Y2.358N37GOOZ10N38X15Y2.694N39G01 Z-9F1241.2N40 X-230 Y2.694N41 GOOZ10N42X15Y3.03N43G01 Z-9F1241.2N44 X-230 Y3.03N45GOOZ10N46X15Y3.366N47G01 Z-9F1241.2N48 X-230 Y3.366N49GOOZ10N50X15Y3.702N51 G01 Z-9F1241.2
57
N52 X-230 Y3.702N53GOOZ10N54X15Y4.038N55G01 Z-9F1241.2N56 X-230 Y4.038N57GOOZ10N58X15Y4.374N59G01 Z-9F1241.2N60 X-230 Y4.374N61 GOOZ10N62X15Y4.71N63G01 Z-9F1241.2N64 X-230 Y4.71N65GOOZ10N66X15Y5.046N67G01 Z-9F1241.2N68 X-230 Y5.046N73 GOO Z50N74 M05N75 M02
A continuación se presentan las tablas que indican los resultados de laspruebas de maquinado para la herramienta JABRO JH -120.
HERRAMIENTA JABRO JH-120
Resultados para Ve =90m/min.
Datos del desgaste de herramientas |
Maquinal HURÓN KXIO|
FechaHora
Responsable
8-May-0315:00NAM
CalibraciónAumentos
2x50marcas
475mm
0.5mm/marca
0.001062S32
HerramientaRPM:
VfLubricanteLo*9 di hctrMM«M4
10mm2864744
air30 mm
ProbetaFF
*t*do<fel«prob*ea
1
3
HepxxK
1030
Aumentos2x502x50
Desgaste uniforme1
77108
181114
276105
por diente Vb12
80111
365103
marcas368108
472
110
ym476116
Average marks
72.5106.5
Av»f *g* mfcf omvttrs
76.3112.1
Tabla D1. Desgaste de herramienta JABRO JH-120; Ve = 90 m/min.
58
Resultados para Ve = 150 m/min
Datos del desgaste de herramientas |
Maquinal HURONKXIO
CalibraciónAumentos
2x50marcas
475mm
0.5mm/marca
0.001CS2O2
FechaHora
Responsable
8-May-O317:00NAM
HerramientaRPM:
VfLubricanteLo*9 dt h«rram*M>
10mm4774
1241.24mm/minair
30 mm
ProbetaEE
¿lado de la probeta12
CZ=i
«•luuda
1020
Aumentos2x502x50
' / 'A -, ' ' '> -; ( . / '» A - Í . / V ADesgaste uniforme
108130
1114137
2112128
por diente Vb12
118135
3114131
marcas3
120138
4111128
pm4
117135
Average marks
111.25129.25
A ver age micrometers
117.11361
Tabla D2. Desgaste de herramienta JABRO JH-120; Ve = 150 m/min.
En el tiempo de maquinado se calcula con la siguiente relación para fresadovertical.
ae(dt-ae]}lvj
Para una sola pasada con Ve =90 m/min se tienen los siguientes valores
Vf = 744 mm/min
lw= 210 mm
ae =0.366 mm
dt=10mm
sustituyendo los valores tenemos:
tm =[21 Qmm + 2^0.366mm(\Qmm - Q366mm)\/(744mm I min)
59
tm = 0.286 min.
Los tiempos de maquinado para 10 y 30 pasadas con una velocidad de 90m/min se muestran en la siguiente tabla.
Ve = 90 m/min# Pasadas
1030
tm (min)2.868.58
Tabla D3. Tiempos de maquinado para una Ve = 90 m/min.
De igual forma, el tiempo de maquinado, de una sola pasada, para unavelocidad de 150 m/min es de 0.172 min. Los valores del tiempo de maquinadose muestran en la Tabla D4.
Ve = 150 m/min# Pasadas
1020
tm (min)1.723.44
Tabla D4. Tiempo de maquinado para una Ve = 150 m/min.
60
APÉNDICE E-ESTIMACIÓN DE LA PRESIÓN ESPECÍFICA DE CORTE, Kc
Se ha ideado una manera muy conveniente para calcular la magnitud de la
fuerza de corte. Una propiedad conocida como la presión específica de corte,
Kc, se ha definido como la fuerza vertical de corte, Fe, dividida entre el área del
corte que se haga, es decir:
En vista de que varía el área real de contacto, se suponen que la viruta solo
hace contacto con la herramienta en el área de corte.
Los análisis previos de la compleja naturaleza del corte de metales
demuestran la variedad de factores que interactúan a medida que el metal fluye
sobre la cara de la herramienta, y pruebas realizadas demuestran que Kc se
reduce al incrementarse las velocidades de avance, al aumentar los ángulos de
inclinación o de ataque al igual que las velocidades de corte [Chiles, 1999].
La presión específica de corte esta estrechamente relacionada con el
espesor de la viruta no deformada y la velocidad de avance. Un aumento en el
espesor de la viruta sin deformar, ocasiona una reducción de Kc. Esto significa
que cuanto menor sea la sección transversal de una viruta empleada en un
proceso, mayor es la presión específica de corte y se necesita más potencia
unitaria [Chiles, 1999].
R. Sood, realizó una investigación sobre el proceso de torneado de un acero
endurecido para rodamiento, utilizando herramientas de corte de CBN. Los
estudios fueron hechos sobre la energía específica de corte, la generación de
viruta y la superficie maquinada. Los experimentos fueron realizados sobre unmaterial de trabajo AISI 52100 con una dureza de 60 HRC (ver Figura E1).
61
flll dirnensions are in TI-TI
Figura E1. Dimensiones de la pieza de trabajo [Sood, 2000].
Se realizaron varios grupos de experimentos, la herramienta de corte tiene
un radio de 0.762 mm y un ángulo de ataque de -5°. Se utilizaron diferentes
condiciones de maquinado como se muestra en la Tabla E1.
Ve (mis)2,032,054,06
a (mm)0,0250,0760,127
f (mm)0,0250,0760,1270,178
Tabla E1. Condiciones de maquinado utilizadas en el estudio de R. Sood.
En la Figura E2, se muestra el área transversal de la viruta sin deformar, Act,
es igual al producto del avance y la profundidad de corte, Act = af; y la longitud
de contacto entre la herramienta y la pieza de trabajo puede aproximarse por
62
Figura E2. Viruta sin deformar [Sood, 2000].
En este caso, el espesor de la viruta sin deformar incrementa de cero a un
máximo valor, hmax.
= 2Aa = 2afman ; i
hc, bc,
Un parámetro importante para la caracterización del proceso maquinado es
la energía específica. El valor de energía específica puede ser utilizado para
estimar la potencia requerida en operaciones de maquinado.
Se obtuvieron valores de energía específica dividiendo la potencia neta de
maquinado, P, por la tasa de remoción de material.
Pu = —vfa
En la Figura E3 se muestran los resultados para la energía específica contra
el espesor máximo de viruta sin deformar. Es interesante notar que estos
resultados muestran un aparente "efecto de tamaño", por lo cual la energía
específica tiende a incrementarse con valores más pequeños de viruta sin
deformar.
63
60-r
ñ- 40-
311-
20-
10-
O Sharp tuolsa LniiC Wu
Oú><a
aI
2D 40 SD 80 10D
litad mi -jttdt chip tJK*ne«s, ÍU., ium¡120
Figura E3. Energía específica Vs. Espesor máximo de viruta sin deformar
[Sood, 2000].
Una posible explicación para el aparente efecto de tamaño es la "plowing
forcé". Como el espesor de la viruta sin deformar es muy pequeña, el
componente de la "plowing forcé" podría ser una gran proporción del total de
energía empleada. En este caso, la fuerza de corte, Ve, en la dirección de la
velocidad de corte puede consistir de un componente de formación de viruta,
Fcc, proporcional al área transversal de la viruta sin deformar, Act, y el
componente "plowing", Fcp, proporcional a la longitud de corte del filo de la
herramienta, bct. Además, debido a que la energía específica es igual a larelación de Fe y Act, la siguiente relación es obtenida:
64
donde ucc es la energía específica de la formación de viruta y k es la fuerza"plowing" en la dirección de corte por unidad de longitud de corte. Introduciendo
tenemos:
u - u,.,. +2k
Los resultados se muestran en la Figura E4; donde la fuerza "plowing"corresponde a la mitad de la pendiente, es k=43 N/mm.
20
10-
20 40i
60l
80 1WJ
Figura E4. Energía específica Vs. 1/hmax [Sood, 2000].
65
Calculando el espesor máximo de viruta, utilizadas en el estudio de Sood,
tenemos los siguientes valores (ver Tabla E2).
Profundidadde corte, a
(mm)
0,0250,0760,127
Velocidad de Avance, f (mm)0,0250,0060,0110,014
0,0760,0190,0340,044
0,1270,0330,0570,073
0,1780,0460,0790,103
Tabla E2. Espesor máximo de viruta en el Proceso de Torneado, hmax = 2af/b.
Para poder comparar estos valores, obtenidos en el proceso de torneado, y
poder estimar un valor de Kc para las condiciones estudiadas en este trabajo, se
procede a calcular los espesores promedio de viruta sin deformar con los datos
de maquinado. Los resultados se muestran en la Tabla E3. Recordando que el
espesor medio de viruta para el proceso de torneado (filo redondo) esta dadopor:
Profundidadde corte, a
(mm)
0,0250,0760,127
Velocidad de Avance, f (mm)0,0250,0030,0060,007
0,0760,0100,0170,022
0,1270,0160,0280,037
0,1780,0230,0400,051
Tabla E3. Espesor medio de viruta en el proceso de Torneado, estudio de R.
Sood.
66
El espesor medio de viruta para el proceso de fresado se calcula mediante la
siguiente fórmula:
hm =/zJ^=0.012
Como se puede observar, el espesor medio de viruta, para el proceso de
fresado en este estudio, se encuentra entre los valores de espesor medio de
viruta, reportados por R. Sood, de 0,010 y 0,017 (ver Tabla E3). Estos valores
corresponden a un espesor máximo de 0,019 y 0,034 (ver Tabla E2).
Otra forma de poder relacionar los espesores promedio de viruta, es
mediante la modelación en un paquete CAD de las virutas para las condiciones
de maquinado que se muestran en la Tabla E4.
Sood, 2000Sood, 2000
Este Trabajo
ae (mm)0,0250,0760,336
fz (mm)0,0760,0760,065
Tabla E4. Condiciones de maquinado modeladas en paquete CAD.
El valor del espesor medio de viruta se obtiene mediante el valor
correspondiente de espesor de viruta a lo largo de su longitud, con una
separación de 0.5°. Los resultados se muestran a continuación.
Figura E5. Viruta sin deformar ae = 0.025 mm; fz = 0.076mm.
67
Espesor de viruta (^m)0,71,32,02,73,3
3,03,75,36,06,6
7,38,08,69,39,9
10,613,213,812,511,2
11,913,314,515,115,5
14,412,110,89,58,1
6,75,23,62,00,3
hm = 8 m = 0.008 mm
Tabla E5. Espesor medio de viruta; ae = 0.025 mm; fz = 0.076mm.
Figura E6. Viruta sin deformar ae = 0.076 mm; fz = 0.076mm.
Espesor de virta (nm)0,71,32,02,73,3
4,04,75,36,06,6
7,38,08,69,39,9
10,611,211,912,513,2
13,814,515,115,916,4
17,117,718,319,019,6
20,320,921,522,122,8
23,424,024,625,325,9
26,527,127,728,328,9
29,528,926,524,021,4
18,716,013,210,37,3
4,21,1
hm = 15 )im = 0.015 mm
Tabla E6. Espesor medio de viruta; ae = 0.076 mm; fz = 0.076mm.
68
Figura E7. Viruta sin deformar ae = 0.336 mm; fz = 0.065mm.
Espesor de viruta (mm)0,61,11,72,32,8
3,44,04,55,15,7
6,26,87,47,98,5
9,09,610,210,711,8
11,812,413,013,514,1
14,615,215,716,316,8
17,417,918,519,019,5
20,120,621,121,722,2
22,716,5
hm = 12 (im = 0.012 mm
Tabla E7. Espesor medio de viruta; ae = 0.336 mm; fz = 0.065mm.
Nuevamente se observa que el valor de espesor medio de viruta, para el
proceso de fresado, se encuentra entre los valores de espesor medio de viruta
de 0.008 y 0.015 (ver Tablas E5 y E6), respecto a los valores obtenidos para el
estudio de R. Sood. Estos valores corresponden a un espesor máximo, en el
estudio de R. Sood, de 0.019 y 0.034 (ver Tabla E2).
Con estos valores, apoyados de la Figura E4, obtenemos el valor de la
presión específica de corte, el cual se encuentra en el rango de 6500 a 8500
N/mm2.
69
APÉNDICE F-TEMPERATURA EN EL CORTE DE METAL
Durante el corte de metal, se generan temperaturas elevadas en la región delfilo de la herramienta, y estas temperaturas tienen influencia sobre el desgastede la herramienta y la fricción entre la viruta y la herramienta. Debido al efectoen el desgaste de la herramienta, se ha puesto especial atención en ladeterminación de la distribución de temperaturas en la herramienta, viruta ypieza durante el corte de metales.
Generación de calor en el corte de metal. El consumo de energía porunida de tiempo durante el maquinado Pm es dado por
Pm = Fcv (Ecuación F1)
Donde Fc es el componente de la fuerza resultante sobre la herramienta y v
es la velocidad de corte.
Cuando un material es deformado elásticamente, la energía requerida parahacerlo es almacenada en el material como energía de deformación, y no segenera calor. Sin embargo cuando un material es deformado plásticamente, lamayoría de la de energía usada se convierte en calor. En el corte de metal elmaterial esta sometido a deformaciones muy grandes, y la deformación elásticaes una pequeña en proporción de la deformación total; por lo tanto se asumeque toda la energía es convertida en calor.
La conversión de la energía en calor ocurre en las dos principales regionesde la deformación plástica: la zona de cizalladura o zona de deformaciónprimaria AB y la zona de deformación secundaria BC (ver Figura F1).
70
Vorkpiece /
Primary deformation Secondary
zone deforma t ion zone
Figura F1. Generación de calor en el corte Ortogonal [Boothroyd, 1989].
Si, como ocurre en la mayoría de los casos, la herramienta no está
perfectamente afilada, una tercera fuente de calor, BD, estaría presente debido ala fricción entre la herramienta y la superficie generada de la pieza, sin embargo,
a menos que la herramienta este desgastada severamente, esta fuente de calor
será pequeña y se despreciará en el presente análisis. En estas condiciones
Pm = P s+Pf (Ecuación F2)
Donde Ps es el calor generado por unidad de tiempo en la zona de
deformación primaria y Pf es el calor generado por unidad de tiempo la zona de
deformación secundaria (calor generado por fricción).
Pf es dada por Ff v0 donde Ff es la fuerza de fricción en la cara de la
herramienta y v0es la velocidad del flujo de la viruta, la cual es dada por vrc.
Transferencia de calor en el movimiento del material. Considerando el
elemento ABCD de la Figura F2, de espesor unitario, y a través del cual el
material fluye en la dirección x. El punto A tiene coordenada x, y, y y se asume
que el material en ese punto tiene una temperatura instantánea 0. Las
coordenadas y temperaturas de los puntos B, C y D son mostradas en la FiguraF2.
71
B(x,y t F>y)
0 + 3J
Sx
C(x
O 4
b y )
Velocity ofmaterial v
D(x -f 6x. /)
Figura F2. Elemento a través del cual fluye material calentado [Boothroyd,1989].
El calor es transferido a través de los limites AB y CD por conducción a
causa de los gradientes de la temperatura en la dirección x y por transporte a
causa del flujo del material caliente a través de los limites. A través de BC y AD,
el calor solo puede ser transferido por conducción, por que ahí el flujo dematerial no atraviesa esos limites.
Si la fuente de calor es de potencia constante y no hay calentamiento dentro
del elemento, el flujo neto de calor hacia el interior del elemento es cero.
+ __ _ _ =dv~ dx2 a dx
(Ecuación F3)
Donde R es dado por pcva/k y es conocido como número térmico, donde a
es una dimensión lineal:
k = conductividad térmica
c = calor específico
72
p = densidad
v = velocidad del material relativa a la fuente de calor
En el corte de metal, el número térmico es pcvac/k, donde v es la velocidad
de corte y a c es el espesor de la viruta no deformada.
Es posible resolver la ecuación anterior solamente para las condiciones deborde más simple. Es útil considerar la solución de esta ecuación para el casounidimensional, este caso es representado en la Figura F3 para un material quese mueve a alta velocidad. En esta figura se puede ver que un punto en elmaterial que se aproxime a la fuente de calor se calienta rápidamentealcanzando su temperatura máxima en la fuente de calor y entonces permanece
a temperatura constante.
Velocity ofmaterial v
e -
Heat source pUnit
/ thickness
f! =
x = O
Figura F3. Distribución de temperatura en un material de movimiento rápido
para el caso unidimensional, en donde 9s = P/pcva [Boothroyd,
1989].
73
Distribución de la temperatura en el corte de metal.
La Figura F4 muestra la distribución experimental de temperatura en la pieza
de trabajo y la viruta durante el corte de metal ortogonal.
a0 0.036 ¡n.(0.91 mm|
Temperaturas°/-*m C
ac ~ 0.024 in.(0.61 mm
Figura F4. Distribución de temperaturas en la pieza y la viruta durante el corte
ortogonal de acero dulce (obtenidas de una fotografía infrarroja) enlas siguientes condiciones: velocidad de corte 75 pies/min (0.38m/s), ancho del corte 0.25 pulg. (6.35 mm), ángulo de inclinación
normal (ángulo de desprendimiento) 30°, temperatura de la pieza611°C[Boothroyd, 1989].
74
Un punto X en el material, el cual se esta moviendo hacia la herramienta de
corte, se aproxima y pasa a través de la zona primaria de deformación, es
calentado hasta los niveles de la zona y es llevado hacia la viruta. Un punto Y
sin embargo, pasa a través de ambas zonas de deformación y es calentado
hasta que abandona la región de deformación secundaria. Entonces es enfriado
en la medida en que el calor es conducido hacia zonas de la viruta que estén a
temperaturas más bajas y, eventualmente, la viruta puede adquirir unatemperatura uniforme. La temperatura máxima ocurre en la cara de la
herramienta a alguna distancia del filo. El punto Z, que permanece en la pieza,
es calentado por la conducción del calor de la zona de deformación primaria.
Algo de calor es conducido desde la zona secundaria de deformación hacia el
cuerpo de la herramienta.
De esta manera tenemos:
Pm = <j)c+ <(>w +<l>t (Ecuación F4)
Pm = generación total de calor por unidad de tiempo
<(>c = calor transportado por la viruta por unidad de tiempo
<j>w = calor conducido hacia la pieza de trabajo por unidad de tiempo
<|>t = calor conducido hacia la herramienta por unidad de tiempo
Debido a que la viruta del material cerca de la cara de la herramienta fluye
rápidamente, tiene mayor capacidad para remover el calor que la herramienta.
Por esta razón <j>t usualmente forma una muy pequeña proporción de Pm y puede
ser despreciada, excepto en velocidades de corte muy bajas.
75
Temperatura en la zona primaria de deformación. El calor generado porunida de tiempo en la zona de deformación primaria es Ps, y una fracción de el,
r, es conducido hacia la pieza de trabajo; el resto, [1 - T] * Ps, es transportado
con la viruta. Por lo tanto, el aumento promedio de la temperatura 0 s del materialque pasa a través de la zona de deformación primaria esta dada por:
Pcua<•<*»• (Ecuación F5)
Donde aw es el ancho de la viruta.
Se han realizado algunos análisis teóricos de las temperaturas en la pieza yen la zona de cizalladura. Dos de los más exitosos han sido los de Weiner y deRapier. La Figura F5 muestra el modelo idealizado del proceso de corte que fueempleado; asume que la zona de deformación primaria podría ser consideradacomo una fuente de calor plana de potencia uniforme, que no existían pérdidasde calor a través de las superficies libres de la viruta y de la pieza, y que laspropiedades térmicas de la pieza de trabajo y viruta son constantes eindependientes de la temperatura.
-" Insulateci suiface
Plañeheatsources
Figura F5. Modelo idealizado del proceso de corte empleado en el trabajoteórico de temperaturas de corte [Boothroyd, 1989].
76
LL
•(f> ue} £/ ap sapuBj6 sajO|BA ejed sa|B}uaLuuadxa A soouoaj sopB}|nsaj
so| aj;ua Bpuajajjp e\ eoi|dxa A sapuBj6 SBOUBAB A sapBppojaA e
a}uaw|Bpadsa se JOJBO ap BJOpBjauaB BL|OUB BUOZ B;sa ap opaja 13 -
B| ap ojjuap apuaipo as |Bno B| ap ajJBd 'BIJOUB BUOZ Bun ajqos opsjauaB sa
JOJBO |a pBpüBaj ua opuBno 'uoponpuoo jod ajuaoiBomn Bza¡d B| BJOBLI j¡n|j. Bjpod
JO|BO |a anb A BUB|d JOIBO ap ajuanj Bun osndns as 'oouoa; onojJBsap |a ug -<f>
ue; ¿/ ap sapuBj6 ajo|BA BJBd sa|Bjuaiuijadxa so| anb sajouaiu uos j ap soouoaj
sajo|BA so| anb jBpajdB apand as apuop '93 BjnBy e\ ua BJjsanuj as OLUOO
'saiBiuauuuadxa SO^BP uoo BpBJBdwoo sa Bouoai uopB|aj Bjsg 'BjnpBiiBzp ap
o|n6uB |a sa (f> apuop (<f> ue} ¿/ ap Bo¡un uopun^ OLUOO (eza/d e/ e/oet/ eppnpuoosd ep uoiooey e¡) j BJBd uopBnoa Bun OAn^qo A 'Bza¡d e\ BJBd sBpBjndüsa
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OLUOO jjquosa apand as £j uopBnoa B| anb jpap aja¡nb 0^53 'uoponpuoo e\
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B| ap BOjSBq uopBnoa B| 'gj uopBnoa B| J3A|osaj ua oi}S|suoo BLuaiqojd 13
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
No a, k 3
s C^s t
•• ""••"• Weiner2 (theoretical)O Nakayama4 (experimental)1
0 •1
T^
P Brass (01 Steel (0> Steel (0
>vX
T
^N
= 10°)= 20°)= 30°)
Li »
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( Photogtechniq
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4
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1
J
'aphic
.
¿.. • i
^"í0.3 1.0 10 30
R tan 0
Figura F6. Efecto de R tan tf> en la división del calor generado en el plano de
cizallamiento entre la viruta y la pieza de trabajo, donde r es la
fracción de calor conducido a la pieza de trabajo, R es el número
térmico y fies el ángulo de corte [Boothroyd, 1989].
Temperatura en la zona secundaria de deformación. La temperatura
máxima en la viruta tiene lugar cuando el material deja la zona de deformación
secundaria (punto C en la Figura F1) y esta dado por
6m +9s + 9o (Ecuación F7)
Donde,
6m = aumento en la temperatura del material pasando a través de la zona de
deformación primaria.
0S = aumento en la temperatura del material pasando a través de la zona de
deformación secundaria.
78
6o = Temperatura inicial de la pieza de trabajo.
En un análisis de temperaturas de viruta Rapier asume que la fuente de calorresultante de la fricción entre la viruta y la herramienta era una fuente plana depotencia constante (ver Figura F5), y pudo resolver la ecuación F6 para lascondiciones de borde que se ilustran. Se obtuvo la expresión
(Ecuación F8)
Donde
6m = aumento máximo en la temperatura de la viruta debido a la fuente de
calor generado por fricción en la zona de deformación secundaria.
lo = longitud de la fuente de calor dividida por el espesor de la viruta (If/a0)
R = Número térmico.
El aumento promedio en la temperatura de la viruta resultante de la
deformación secundaria 6f (fuente de calor por fricción) esta dada por
p0, = -— (Ecuación F9)
pcvacaw
Efecto de la velocidad de corte en las temperaturas. Si las fuerzas dela herramienta y la relación de corte no varían con los cambios de velocidad de
corte, se observa que la temperatura principal en la zona de corte 6S incrementaligeramente cuando incrementa la velocidad de corte y entonces la temperaturatiende a llegar a ser constante, mientras que la temperatura máxima de la cara
de la herramienta (6m + 0S ) aumenta rápidamente con el incremento de lavelocidad de corte (ver Figura F7).
79
0.3 0.4 0.5 0.6 0.8 1.0 2.0Cuttiru! speerl v, m/s
3.0 4.0 5.0
Figura F7 Efecto de la velocidad de corte en las temperaturas de corte
(teóricas) [Boothroyd, 1989].
Temperatura en el corte interrumpido. En el más simple de los casos, la
herramienta corta solo longitudes pequeñas de material, interrumpida por
regiones de aire (ver Figura F8). En este caso, la respuesta de la temperatura en
la herramienta, claramente será periódica. En la mayoría de los procesos de
corte interrumpido, la longitud de corte y el corte en el aire puede variar con el
tiempo, con la velocidad o profundidad de corte, y la respuesta de la
temperatura es oscilatoria, pero no necesariamente periódica [Stephenson,1997].
80
RelativeTool Motion
Figura F8. Proceso de corte interrumpido simple en el cual la herramientaalternadamente corta longitudes constantes de material y de aire[Stephenson, 1997].
Los picos de temperatura son menores en el corte interrumpido que en cortecontinuo bajo las mismas condiciones, y como consecuencia una disminución enel desgaste de herramienta. Como se muestra en la Figura F9, los picos detemperatura dependen más de la longitud de corte de metal en segmentoscontinuos, en lugar de los intervalos de no corte [Stephenson, 1997].
Físicamente, la distribución de temperatura en la interfase herramienta-virutano alcanza el estado estable, esto requeriría de una cantidad finita de energía, lacual no puede ser proporcionada instantáneamente [Stephenson, 1997].
81
C4>O.
§
a.Oj.oo
eV
U^^
Ie4)O.
.Ooo4>Oc
700
600
500
^oo
300-
ZOO
1001.00 1.25
Total Heatlng Time (s)
800
600 i
400
roo-
2
0.01 so.oes0.30 sSteady State
i.oo 1.25
Total Heating Time (8)
Figura F9. Variación en la temperatura de la interfase en corte interumpido
cuando la longitud del ciclo de calentamiento (t1) y enfriamiento (i2)
son variadas [Stephenson, 1997].
82
CALCULO DE TEMPERATURA EN EL MAQUINADO DE ACERO D2
Para una Ve = 90 m/mín
Working Normal Rake Yne = O
Cutting Forcé (1) FC = 714N
Thrust Forcé (2) Ft = 535.5 N
Cutting speed V = 90 m/min = 1.5 m/s
Undeformed chip thick (3) ac = 0.012 mm
With of cut aw = 7 mm
Cutting ratio (4) rc = 0.3
Length of contact between chip and tool (5) If = 0.018 mm
1 . Para la estimación de la Fuerza de Corte, Fe, se tomará en cuenta la
relación que existe con la Fuerza Específica de Corte:
Para el caso de estudio, tenemos valores de Kc de 6500 a 8500
N/mm2 (ver Apéndice E). Tomaremos el valor más alto, para estimar la
condición de mayor generación de temperatura.
F =mm
2. Considerando que Ft« 0.75 Fe, tenemos
83
F =
3. Calculando el espesor medio de viruta, tenemos:
h = f , . - = 0.065 = O.OUmmJ
4. Calculando la relación de corte.
ac = hm = 0.012 mm
ao = 0.04 mm Medición física de la viruta (vernier)
0.04
5. La longitud total de contacto entre la viruta y la herramienta esta dada
por la ecuación:
Donde Ci es una constante de proporcionalidad. Para metales dúctiles
se encuentra entre el rango de 1.75 a 2 y aproximadamente 1.5 paramateriales frágiles [Stephenson, 1997].
4 =(1.5)0.012 = 0.018
El rango total de generación de calor esta dado por:
pm = FCV = 714(1.5) = 1071-s
El rango de generación de calor por fricción entre la viruta y la herramientaesta dado por:
84
JP, = F,V0 = FfVrc = (535.5Xl.5XO-3) = 241-
Rango de generación de calor por corte esta dado por:
ps =Pm- Pf = 1071 - 241 = 830-O
Calculando el número térmico
Para el acero D2
m kg-C= 20 W—
m-C
pcVac (7700X46QX1.5XQ.OOQQ12) =k 20
Cuando yne = O, tan<|> = rc
= Rrc =3.18(0.3) = 0.95
La proporción del calor conducido por corte a la pieza es obtenido
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0
No
a
— ..k__
3"s
^^cí:
1 ' ' Weiner2(theoretical)O Nakayama4 (experimental)
%
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f Brass (0 = 10°)1 Steel (0 = 20°)> Steel (0 = 30°)
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1
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o'•»v
I
NS
1
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1
N!¿.. •.,^~~-»«
—
0.3
r = 0.46
1.0 10 30
85
Calculando el calor que se transporta a la pieza tenemos:
r-f, _ (0-46)830 _ 381.8_pcVacaw (7700X460X1. 5X0.000012X0.007) 0.446
Calculando el incremento en la temperatura promedio alcanzada en la zonade deformación primaria, tenemos:
e. = - = , v <'"°v6)830 v _ < - — - '004.9-cpcVacav (7700X460Xl. 5XO.000012XO.007) 0.446
El incremento en la temperatura promedio alcanzada en la viruta en la zonade deformación secundaria es:
— 540.3 Cf — - — 7 - \í - 7 - T7 - T7 - \' pcVacaw (7700X460Xl. 5X0.000012X0.007)
Obteniendo la relación de temperatura, 6m/6f, para posteriormente obtener 6m,tenemos:
= 1.13 ¡donde /0=Í£l.0, ' «
Of ' \lfrc ' V (0.018X0.3)
Por lo que 6m = 3(540.3) = 1620.9° C
Asumiendo que la pieza esta en un cuarto con temperatura 6o = 24 °C. La
máxima temperatura a lo largo de la cara de la herramienta es:
Omax = 6m + 6S + 60 = 1620.9 + 1004.9 + 24
0max = 2649.8° C
86
Realizando esta aproximación para diferentes valores de Kc y Ve, tenemoslos valores estimados del aumento de la temperatura del material que pasa porla zona de deformación primaria y del calor que se conduce a la pieza detrabajo, se presentan en las Figura F10 y F11, respectivamente.
1300
- 1100(O<x>
3 900*rf2Q. 700
0>500
300
Kc= 11000 N/mm2
Kc= 8500 N/mm2
Kc= 6500 N/mm2
Kc= 4000 N/mm2
40 60 80 100 120
Velocidad de corte, Ve (m/min)
140 160
Figura F10. Aumento Promedio de la temperatura 6s del material, que pasa através de la Zona de Deformación Primaria (En el Proceso deTorneado)
87
1500
1300
1100
g 900•*-•28. 700E«>- 500
300
Kc= 11000 Nlmtf
Kc= 8500 N1rrrn!
c= 6SOO Nlfrnm'
40 60 80 100 120
Velocidad de corte, Ve (m/min)
140 160
Figura F11. Estimación del aumento de temperatura de la pieza de trabajo, 6W,
(Estado estable para corte ortogonal, Proceso de Torneado); aceroD2 (58-60 HRC).
88
APÉNDICE G-PRUEBAS METALOGRAFÍAS
El objetivo de la preparación de una muestra metalográfica consiste enrevelar la estructura verdadera de una muestra, sea ésta de un metal, unmaterial cerámico, un carburo sinterizado o cualquier otro material sólido.
La forma más sencilla de conseguir lo anterior consiste en la utilización de unmétodo de preparación sistemática. Cuando el trabajo que debe realizarseconsiste en el examen habitual de un mismo tipo de material, en las mismascondiciones, lo deseable es poder conseguir los mismos resultados todas lasveces. Para ello, el resultado de la preparación debe ser reproducible. Estaconcepción se basa en los siguientes cuatro criterios.
1. Preparación sistemática. La preparación de las muestras obedececiertas reglas que son válidas para la mayor parte de los materiales. Dosmateriales diferentes, pero de propiedades similares (por lo que a su dureza yductilidad se refieren), responderán de forma similar al tratamiento aplicado yrequerirán la utilización de los mismos productos fungibles durante el proceso depreparación.
2. Reproducibilidad. Una vez que se ha desarrollado y ajustado el método,éste debe producir exactamente los mismos resultados con el mismo material,cada vez que se utilice. Para ello es necesario disponer de unos productosfungibles de una calidad uniforme y elevada. Otro factor esencial es elrelacionado con el control de los parámetros de la preparación, tales como: lavelocidad de rotación y el sentido de giro del plato, la fuerza aplicada sobre lasmuestras, la cantidad y tipo de abrasivo y lubricante utilizado, y el tiempo depreparación. Dichos factores ejercen una influencia clara sobre el resultado final.Muchos de ellos sólo pueden ser ajustados y controlados mediante la utilizaciónde equipos automáticos.
89
3. Estructura verdadera. En teoría, lo que interesa es examinar unasuperficie de una muestra que proporcione una imagen exacta de la estructura
que se desea analizar. De forma ideal, los principales requisitos para ello son los
siguientes:
• que no existan deformaciones,
• que no existan rayas,
• que no existan arranques,
• que no produzca la introducción de ningún elemento extraño,
• que no se produzcan aplastamientos,
• que no existan relieves ni bordes redondeados que no se produzcan
daños térmicos.
La utilización de métodos mecánicos de preparación, no obstante, hace que
resulte casi imposible la consecución de las condiciones anteriormente
mencionadas. Es inevitable que se produzcan unos daños mínimos,
inapreciables, sin embargo, al microscopio óptico. Dichos daños mínimos no
influyen, por ello, en los resultados del examen.
Dicha situación, casi perfecta, en la que sólo se producen daños
superficiales, es comúnmente conocida con el nombre de estructura verdadera.
4. Resultado aceptable de la preparación. La obtención de la estructura
verdadera sólo es necesaria en unos pocos casos. Para la mayor parte de los
exámenes no importa que existan unas pocas rayas o un ligero redondeo de los
bordes, solo es necesario conseguir una superficie acabada que posea la
calidad requerida para la realización de un determinado análisis. Cualquier
método de preparación que supere tal requisito solo servirá para aumentar el
coste global de la preparación.
90
Aparte de los requisitos que debe cumplir la superficie acabada, otro aspecto
que debe interesarnos es el costo de la preparación. El tiempo de preparación,
el tiempo dedicado por el operario y las cantidades de los productos fungibles
utilizados en el proceso completo de preparación son factores importantes.
La utilización de los productos fungibles más baratos no siempre permite
conseguir el menos costo por muestra. La vida útil de cada producto y, por
supuesto, la calidad de las superficies que se pueden obtener son importantes.
El proceso de preparación se divide en varia etapas, que deben ser
ejecutadas correctamente para garantizar la consecución de unos resultados
satisfactorios.
CORTE
Dependiendo del tamaño o la forma del material, es posible que sea
necesario seccionarlo. Para facilitar y abreviar la preparación de la muestra, es
necesario obtener una superficie plana, con la menor deformación posible.
Consiguientemente, el método de corte más apropiado es el de corte con
abrasivo húmedo, ya que provoca la menor cantidad de daños en relación con el
tiempo necesario.
Se utiliza un disco de corte constituido por un abrasivo y un ligante. Se utiliza
además un refrigerante para lavar el disco e impedir que se dañe la muestra con
el calor generado por el rozamiento. Dicho refrigerante elimina además los
restos que se acumulan en la superficie de corte.
Dependiendo del tipo de material que vaya a cortarse, pueden necesitarse
discos de diferente composición. La dureza y la ductilidad del material influyenen la elección del disco de corte (ver Figura G1).
91
HV Dureza Vickers2000
1400
1000
700
500
350
250
180
120
80
50
30
(AbrasivoSiCAI2O3CBNDiamanteDiamante
LiganteBaquelitaBaquelítaBaquelitaBaquelítaMetal
Disco n° I I' IV V VI Vil Vil IX X
Figura G1. Selección de los discos de corte [Struers, 1996].
Los materiales cerámicos y los carburos sinterizados se cortan con abrasivos
adiamantados aglomerados con un ligante metálico o de baquelita. Para
materiales ferrosos, se utiliza típicamente como abrasivo el óxido de aluminio
(AI2O3) ligado con baquelita. Para los tipos de materiales ferrosos más duros
también se utiliza, cada vez más, el nitruro de boro cúbico (CBN). Los materiales
no ferrosos se cortan con carburo de silicio (SiC) ligado con baquelita.
92
Para la preparación de las probetas, fue necesario seccionar el material de
estudio (ver Figura G2). El seccionamiento del material (ver Figura G3) se
realizo con un disco que utiliza como abrasivo el óxido de aluminio, el cual es
recomendado para materiales de dureza similar a el material de estudio, como
muestra la Figura G1.
Figura G2. Probetas maquinadas con los procesos de Fresado en Duro y
Electroerosión por Hilo; Acero D2 (58-60 HRC).
Figura G3. Seccionamiento de la muestra de estudio para su montaje en resina.
MONTAJE
Las muestras pueden incluirse en resina para facilitar su manipulación y
mejorar los resultados de la preparación. Las que requieren una conservación
perfecta de los bordes o a protección de las capas constituyentes de las mismas
deben ser sometidas a montaje.
93
Para la obtención de un resultado óptimo, antes de proceder al montaje, las
muestras deben ser limpiadas. Su superficie debe quedar libre de grasa y de
cualquier otro contaminante, para conseguir la mejor adherencia posible de la
resina a la muestra.
Para el montaje se disponen de dos técnicas, la de montaje por compresión
en caliente (también denominada de montaje en caliente) y la de montaje en frío
que se utilizan para diferentes finalidades, así como una variedad de resinas.
Montaje por compresión en caliente. La muestra es colocada en la prensa de
montaje, se añade la resina y el conjunto es tratado en caliente y sometido a
presión.
Se dispone de dos tipos de resinas para montajes en caliente:
1. Las resinas termoendurecibles se endurecen a temperaturas elevadas.
También se denominan duroplásticas.
2. Las resinas termoplásticos se ablandan o funden a temperaturas
elevadas y se endurecen durante el enfriado.
Aun que las resinas termoendurecibles pueden extraerse de las prensas a
temperaturas elevadas, es aconsejable dejar enfriar los montajes sometidos a
presión. De esta forma la contracción es mínima y se conserva una buena
adherencia entre la resina y la muestra.
Montaje en frío. La muestra se coloca en un molde. Se miden
cuidadosamente las cantidades correctas (en volumen o en peso) de dos o tres
componentes. A continuación se mezclan a conciencia dichos componentes y a
la mezcla se vierte sobre la muestra. Se dispone de tres tipos de resinas para el
montaje en frío:
94
1. Resinas epoxi. Son las resinas que permiten conseguir la menos
contracción posible en los montajes realizados en frío. El tiempo de
endurecimiento es relativamente largo, pero la adherencia que se consigue con
la mayoría de los materiales es excelente. Una vez endurecida es duroplástica y
no se ve afectada por los efectos de un calentamiento moderado o la presencia
de productos químicos.
2. Resinas acrílicas. Son resinas de fácil utilización, con unos tiempos de
endurecimiento cortos y una contracción despreciable. Consisten en una serie
de componentes autopolimerizantes que se endurecen mediante la adición de
un catalizador. La resina acrílica endurecida es termoplástico y resistente a los
productos químicos.
3. Resinas de poliéster. Pertenecen al grupo de resinas catalizadas,
como resinas acrílicas. Los tiempos de endurecimiento son relativamente cortos
y las muestras endurecidas son duroplásticas.
El encapsulamiento del material fue realizado en una prensa de montaje,
utilizando la técnica de montaje en caliente, se utilizo material de sacrificio para
asegurar una mejor preparación (ver Figura G4).
Figura G4. Montaje del material de estudio para su estudio metalográfico.
95
Se empleó una resina epoxi con carga mineral, termoendurecible. Este resinanos provee de una buena conservación de bordes, debido a su baja contraccióny buena adherencia, sus propiedades y aplicación se muestra en la Tabla G1.Los tiempos de calentamiento y enfriamiento se muestran en la Tabla G2.
Resina
DuroFast
Aplicación
Conservación delos bordes,
planitud
Propiedadesespecíficas
Contracción muybaja, buenaadherencia,velocidad de
eliminación dematerial muy baja
Material
Resina epoxi concarga mineral,
termoendurecible,negra.
Tabla G1. Resina para montaje en caliente [Struers, 1996].
Tiempos de endurecimiento
Tiempo decalentamiento/enfriamiento
Durofast
Diám. 25 mm
min.
5/3.
Diám. 30 mm
min.
6/3.
Diám. 40 mm
min.
7/4.
Diám. 50 mm
min.
8/4.
Tabla G2. Tiempos de calentamiento y enfriamiento del montaje en resina[Struers, 1996].
Los tiempos de calentamiento y enfriamiento son referidos a la utilización deuna temperatura de 180° C y al montaje de 1.250 pulgadas de diámetro.
96
PREPARACIÓN MECÁNICA.
La preparación mecánica es el método más corriente de preparación de
muestras materialográficas para su examen al microscopio.
Para eliminar material de la superficie de la muestra se utiliza el abrasivo ensucesivos pasos, con partículas cada vez más finas, hasta conseguir el
resultado requerido.
La preparación mecánica se divide en dos operaciones: el esmerilado y el
pulido.
Esmerilado. Un esmerilado apropiado elimina de la superficie de la muestrael material dañado o deformado, introduciendo mientras tanto sólo un grado
limitado de nuevas deformaciones. El objetivo consiste en conseguir unasuperficie plana, con unos daños mínimos, que puedan ser eliminados
fácilmente mediante el pulido posterior de la muestra, en el tiempo más cortoposible.
El esmerilado puede dividirse en dos procesos individuales: El primer pasodel esmerilado consiste usualmente en un esmerilado plano. El cual garantizaque las superficies de todas las muestras sean similares, independientementede su estado inicial y del tratamiento previo al que hayan podido ser sometidas.
El esmerilado fino permite conseguir unas superficies con un grado dedeformación tan escaso que puede ser eliminado durante el pulido posterior.
Para la preparación de las probetas, se utilizaron lijas de agua, de grados220, 500, 800, 1200, 4000. Con esta secuencia de lijas, se obtiene una
superficie con un grado de deformación que puede ser eliminado durante elpulido posterior.
Pulido. Como el esmerilado, el pulido debe eliminar los daños provocadospor las operaciones previas. Ello se consigue utilizando partículas de abrasivoscada vez más finas, en pasos sucesivos.
97
El pulido puede dividirse en dos procesos diferentes:
Pulido con diamante. El diamante se utiliza como abrasivo para conseguir laeliminación más rápida posible del material, con unos resultados óptimos, por loque a la planitud de las muestras se refiere. No existe ningún otro abrasivo quepermita conseguir unos resultados similares. Debido a su dureza, el diamantecorta extremadamente bien todos los materiales y fases. Utilizando de formasucesiva tamaños de grano cada vez más pequeños y paños cada vez máselásticos, el pulido permite eliminar todas las deformaciones y rayas provocadaspor el esmerilado fino. El riesgo de pulido radica en la aparición de relieves y enel redondeo de los bordes.
El diamante es el mejor abrasivo. Posee la dureza más alta de cualquiermaterial conocido, del orden de 8.000 HV. Ello significa que puede cortarfácilmente todos los materiales y fases.
Pulido con óxido. Ciertos materiales, especialmente los que son blandos ydúctiles, requieren un pulido final para poder obtener una calidad óptima. Entales casos, se recurre al empleo del pulido con óxido.
El pulido fue realizado con pasta de diamante, con un tamaño de partícula de1 y 0.25 mieras.
Para mejorar la preparación de un determinado material, se debe asegurarprimero de que el material ha sido preparado con un método apropiado. Existenunas cuantas reglas básicas que deben seguirse en todos los casos:
• Cuando se prepara un material por primera vez, las muestras debenexaminarse al microscopio después de cada uno de los pasos. Ellofacilita la determinación del momento en que aparecen los defectos depreparación.
98
• Antes de proceder al paso siguiente, asegúrese de que todos losdaños sufridos por la muestra en el paso previo, tales como rayas,
arranques o granulos incrustados, son eliminados completamente.
• El tiempo de preparación debe ser lo más breve posible. Los tiempos
más largos de lo necesario sólo sirven para desperdiciar productosfungibles y pueden incluso provocar daños en la muestra, como porejemplo, redondeo de los bordes o la aparición de relieves.
• Los paños de pulido o los discos de esmerilado nuevos es posible que
deban ser "desgastados" previamente durante un periodo corto de
tiempo, o reavivados o limpiados antes de ser utilizados, para obtenerun resultado óptimo.
ATAQUE QUÍMICO
Una probeta no atacada revela pocos o ningún detalle estructural, a pesar de
lo cual es de gran interés, porque permite observar detalles que ya son visibles,tales como los defectos superficiales y las inclusiones no metálicas.
En general los reactivos adecuados para el ataque metalográfico secomponen de ácidos orgánicos o inorgánicos, álcalis de varias clases, y otrassustancias más complejas, disueltas en disolventes apropiados como agua,
alcohol, glicerina, glicol o mezcla de varios disolventes.
El reactivo más frecuente utilizado para aceros de herramienta es el nital del
2 al 5 %. El nital es más utilizado que el picral para el ataque de estructurasmartensíticas, el picral sirve mejor para analizar muestras recocidas (ver TablaG3).
99
Reactivo Comentarios1-10 mL HNO3 y 90-99 ml_ alcohol Nital. Reactivo más comúnmente utilizado.
No almacene soluciones con mas del 3% deHNO3. Revela fronteras de grano de ferrita einterfaces de ferrita y carburo. Preferido pararevelar martensita. Utilizado por inmersión.
4 g ácido pícrico y 100 mL etanol Picral. Recomendado para estructurasrecocidas o aquellas que contengan perlita obainita. No revela fronteras de grano de ferritaen muestras recocidas. Para muestras de altaaleación, añadiendo 1-5 mi HCI mejora larespuesta del reactivo. Utilizado por inmersión
10 g ácido pícrico y 100 mi de etanol Superpicral. Debe ser calentado paradisolver el acido pícrico. Se utiliza porinmersión, arriba de 1 minuto o más. Unascuantas gotas de HCI pueden añadirse paraincrementar la velocidad de ataque.
Tabla G3. Reactivos comunes utilizados en metalografía [ASM, 1998]
El tiempo de ataque es factor que sigue directamente en importancia a la
elección adecuada del reactivo. El aspecto visual de una estructura atacada o la
calidad de una fotomicrografía de ella, dependen en gran manera de la precisión
con que los detalles más delicados hayan sido puestos de manifiesto por el
ataque, y ello a su vez depende fundamentalmente del tiempo de ataque. Según
el metal atacado y el reactivo empleado, los tiempos de ataque pueden oscilar
entre pocos segundos hasta minutos.
Cuando no se conoce con certidumbre el comportamiento de un reactivo
determinado es, en general, preferible un ataque demasiado corto. Si la probeta
después de un primer ataque aparece poco atacada, se puede repetir el ataque.
Cuando la probeta esta sobre atacada siempre es necesario volver a pulirla y
luego volver a repetir el ataque durante un tiempo más corto.
Las probetas preparadas fueron atacadas con los reactivos nital y
superpicral. Los resultados se muestran a continuación.
100
Figura G5. Metalografía acero D2 a 58-60 HRC, Fresado en Duro, Velocidad de
Corte, Ve = 90 m/min, Desgaste de Flanco, VB= 76.3|am, Atacadocon (a) Nital y (b) Superpicral (3 replicas para cada condición).
101
Figura G6. Metalografía acero D2 a 58-60 HRC, Fresado en Duro, Velocidad de
Corte, Ve = 90 m/min, Desgaste de Flanco, VB= 112.11|am, Atacado
con (a) Nital y (b) Superpicral (3 replicas para cada condición).
102
Figura G7. Metalografía acero D2 a 58-60 HRC, Fresado en Duro, Velocidad de
Corte, Ve = 150 m/min, Desgaste de Flanco, VB= 117.1|am, Atacado
con (a) Nital y (b) Superpicral (3 replicas para cada condición).
103
Figura G8. Metalografía acero D2 a 58-60 HRC, Fresado en Duro, Velocidad de
Corte, Ve = 150 m/min, Desgaste de Flanco, VB= 136.1|am, Atacado
con (a) Nital y (b) Superpicral (3 replicas para cada condición).
104
Figura G9. Metalografía acero D2 a 58-60 HRC, Electroerosión por Hilo,
Atacado con Superpicral (3 replicas).
En la Figura G10 se observa la deformación plástica ocurrida durante el
proceso de Fresado en Duro. La afectación de mayor magnitud se observa en la
probeta con Velocidad de Corte, Ve = 90 m/min.
105
Figura G10.Metalografía acero D2 a 58-60 HRC, Fresado en Duro, Velocidad de
Corte, Ve = 90 m/min, Desgaste de Flanco, VB= 112.11|am,
(superior). Velocidad de corte, Ve = 150 m/min, VB = 136.1 |um,(inferior). Reactivo de Ataque Nital.
106
APÉNDICE H-PRUEBAS DE TOPOGRAFÍA
Microscopio Electrónico de Barrido (SEM)
El microscopio electrónico de barrido -SEM- (ver Figura H1); es el mejormétodo adaptado al estudio de la morfología de las superficies. A diferencia deun microscopio óptico que utiliza fotones del espectro visible, la imagenentregada por el SEM se genera por la interacción de un haz de electrones que"barre" un área determinada sobre la superficie de la muestra.
Figura H1. Microscopio Electrónico de Barrido (SEM).
La técnica esencialmente consiste en hacer incidir en la muestra un haz deelectrones. Este bombardeo de electrones provoca la aparición de diferentesseñales que, captadas con detectores adecuados, nos proporcionan informaciónacerca de la naturaleza de la muestra.
La señal de electrones secundarios proporciona una imagen de la morfologíasuperficial de la muestra. La señal de retrodispersados una imagen cualitativa dezonas con distinto número atómico medio, y la señal de rayos X espectros eimágenes acerca de la composición de elementos químicos en la muestra.
107
La preparación de muestras es, en general, sencilla. Los requisitosindispensables que deben cumplir son ausencia de líquidos, es decir, la muestratiene que estar seca y además debe ser conductora de la corriente eléctrica.Este último requisito se cumple en los metales pero no así en otro tipo demateriales, por lo que para hacer a la muestra conductora se la recubre de unacapa de algún material conductor tal como el carbón o el oro. Este recubrimientoha de ser suficientemente grueso como para que circule la corriente eléctricaque se deposita en la muestra y suficientemente delgado para que noenmascare o tape las características superficiales de interés. En este caso deestudio, necesario recubrir la superficie de un elemento lo más transparenteposible a los RX. Este elemento es el carbono.
Las probetas que se utilizaron para la observación con el microscopio óptico,fueron preparadas nuevamente para su estudio, esto es, se desarrollo la técnicade preparación de probetas para análisis metalográfico (ver Apéndice F).
Para su estudio en el Microscopio Electrónico de Barrido, debido a que laresina utilizada no es conductora de electricidad, se le dio un recubrimiento a lasmuestras para hacerlas conductoras. Este recubrimiento fue con carbón (verFigura H1.
Figura H1. Probeta recubierta con carbón para su análisis en el SEM.
108
Los resultados muestran una buena preparación de las probetas y un cambio
de dureza cercano a la parte maquinada, los resultados se presentan a
continuación.
En la Figura H2 se muestra la probeta maquinada con una Ve = 90 m/min y
un Desgaste de Flanco, VB = 112.11 jam; se observa un cambio de dureza, esto
reflejado en el "salto" que se aprecia en el barrido de la probeta.
Figura H2. Topografía Probeta Fresada, Velocidad de Corte, Vc=90 m/min;
Desgaste de Flanco, VB=112.1
109
La Figura H3 muestra la topografía de la probeta maquinada con una
Velocidad de Corte, Ve =150 m/min y un Desgaste de Flanco, VB =136.1 p.m; se
aprecia nuevamente un cambio de dureza, sin embargo este "salto" o cambio dedureza, es menor que el que se observa en la Figura H2.
Figura H3. Topografía Probeta Fresada, Velocidad de Corte, Vc=150 m/min;
Desgaste de Flanco, VB=136.1
110
La Figura H4 muestra la parte maquinado por Electroerosión por Hilo, igual
que en el proceso de fresado, se observa un cambio de dureza de pequeña
magnitud.
Figura H4. Topografía Probeta Proceso Electroerosionado por Hilo, Proceso de
Desbaste.
111
APÉNDICE I-PRUEBAS DE MICRODUREZA
Las probetas fueron tratadas térmicamente para alcanzar una dureza de 60HRC. Se realizaron pruebas de dureza para observar la uniformidad de lasmismas. Se realizaron 10 pruebas de dureza para cada probeta utilizada en ésteestudio. La Tabla H1 nos muestra los datos obtenidos. Las durezas promedio seencuentran entre los valores de 58-60 HRC.
12345678910
Min.Max.
Promedio
ProbetaVc=90m/min58,658,158,957,959,459,358.158,759,257,957,959,458,7
ProbetaVc=150m/min58,959,258,959,559,159,559,958,858,759,558,759,959,2
Tabla 11. Dureza de las probetas utilizadas (HRC).
112
Las pruebas de microdureza se refiere generalmente a las indentaciones concargas que no exceden 1 kgf. El indentador es similar a la pirámide alargada deKnoop. El procedimiento para probar es muy similar a la prueba estándar de ladureza de Vickers, excepto que esta hecho con escala microscópica coninstrumentos de precisión más altos.
Las cargas van de 10 a 1000 grf y se aplican en un periodo de 10 a 15segundos. Se necesita una metalografía final. Una vez retirado el indentador,con la ayuda de un microscopio de precisión se miden las diagonales de lahuella dejada.
Figura 11. Huella del Indentador Vickers
La dureza es calcula mediante la siguiente formula
2F • sen 136°
—=Donde:
F = Carga en kgf
d = Media aritmética de las dos diagonales dejadas por la huella en mm.
HV = Dureza Vickers
113
Se realizaron nuevas probetas para el análisis de microdureza. Se montaroncon un ángulo de inclinación para obtener una superficie mayor de la zona deafectación, como se muestra en la Figura 12. De ésta manera, se logra unapequeña penetración normal a la superficie maquinada, esta penetración se
encuentra en el rango de 2.3 u.m. Se utilizó una resina acrílico-termoplástica. Las
propiedades de la resina utilizada se muestran en las Tablas 11 e 13.
Figura 12. Esquema de las probetas para ensayo de microdureza.
Resina
SpeciFast
Aplicación
Montajes transparentes envidrio, muestras porosas,
aislante eléctrico superficial paraConduFast
Propiedadesespecíficas
Transparente,contracción media
Material
Acrílico,termoplástico
Tabla 12. Resina para montaje en caliente [Struers, 1996].
114
Tiempos deendurecimiento
Tiempo decalentamiento /endurecimiento
Specifast
Diám. 25mm
min.
5/8.
Diám. 30mm
min.
6/8.
Diám. 40mm
min.
7/10.
Diám. 50mm
min.
8/12.
Tabla 13. Tiempos de calentamiento y enfriamiento del montaje en resina[Struers, 1996].
Con las probetas pulidas, se realizaron pruebas de microdureza en lainterfase del material deformado por los procesos de maquinado y el materialbase y en una zona lo suficientemente alejada de la zona afectada, como semuestra en la Figura 13.
- —J —-5
ifeInterfase Zona Afectada y
Material Base
Figura 13. Pruebas de microdureza
Se realizaron 100 indentaciones en la interfase del material deformado ymaterial base para determinar la microdureza promedio del material. Lasindentaciones se realizaron en columnas y renglones con una separación de 60
(im entre ellos. De igual manera, se realizaron 10 indentaciones en una zona lo
suficiente alejada de la capa afectada para determinar la dureza promedio delmaterial base de la probeta (ver Figura 14).
115
Figura 14. Indentaciones de microdureza en la interfase del material deformadoy material base.
Se realizaron pruebas de Microdureza para las 6 probetas preparadas; losresultados se muestran a continuación.
MB Material baseEr90 Erosionado; (Vc= 90 m/min)
90_10 Fresado Vc= 90m/min; VB= 76.3 \im
90_30 Fresado Vc=90m/min; VB= 112.
EM50 Erosionado; (Vc=150m/min)
150JO Fresado Vc=150m/min;VB=117.1
150_20 Fresado Vc=150m/min; VB=136.1^m
Tabla 14. Probetas preparadas para pruebas de Microdureza.
116
co2u.
12345678910
COLUMNA1
d116,717,518,518,518,017,317,318,518,517,7
d216,717,018,516,017,017,018,019,518,018,5
2d1
17,016,016,515,716,317,017,316,717,016,5
d217,016,317,517,016,516,717,017,517,517,3
3d1
18,316,517,517,316,516,715,717,017,017,0
d217,515,716,716,316,316,515,716,516,716,5
4d1
15,516,815,016,016,516,514,516,316,316,7
d215,017,314,516,617,017,316,016,516,517,0
5d1
17,516,017,016,716,516,515,715,516,514,0
d216,716,316,516,316,516,016,015,516,013,7
u.
12345678910
COLUMNA6
d116,715,516,316,015,016,316,716,016,315,5
d216,315,016,316,715,716,516,516,016,515,5
7d1
16,015,016,716,016,517,015,016,316,717,0
d215,015,015,515,716,517,015,016,316,716,5
8d1
19,015,016,015,515,713,716,015,716,716,0
d218,015,715,716,316,513,716,017,016,517,0
9d1
15,515,516,018,015,715,716,017,015,014,5
d215,515,616,017,516,016,315,716,715,515,0
10d1
15,015,516,516,512,516,515,515,016,018,0
d215,315,516,516,712,716,016,016,315,718,7
Tabla 15. Medidas de las indentaciones (jim); Probeta Erosionada por Hilo, la
cual fue Fresada en Duro con una Ve = 90 m/min.
O)1ü
12345678910
COLUMNA1
664,9623,2541,8623,2605,5630,5595,3513,7556,8566,0
2641,7711,0641,7693,7689,5653,1630,5634,2623,2649,3
3578,8715,4634,2657,0689,5673,0752,3661,0653,1661,0
4797,4637,9852,4698,0661,0649,3797,4689,5689,5653,1
5634,2711,0661,0681,1681,1702,3738,2771,9702,3966,7
6681,1797,4698,0693,7787,0689,5673,0724,4689,5771,9
7771,9824,2715,4738,2681,1641,7824,2698,0664,9661,0
8541,8787,0738,2733,5715,4988,0724,4693,7673,0681,1
9771,9766,9724,4588,6738,2724,4738,2653,1797,4852,4
10807,9771,9681,1673,01168,1702,3747,6757,1738,2550,7
Mínimo513,7
Máximo1168,1
Promedio701,9
Tabla 16. Dureza Vickers (HV)¡ Probeta Erosionada por Hilo; la cual fue
Fresada en Duro con una Ve = 90 m/min.
117
|Fila| 1
COLUMNA1
d118,0
d217,7
2d1
18,0d2
17,5
3d1
17,7d2
18,0
4d1
16,0d2
15,5
5d1
16,5d2
16,5
(Fila | 1
COLUMNA6
d117,0
d216,5
7d1
17,7d2
17,5
8d1
17,7d2
17,5
9d1
17,3d2
17,0
10d1
17,3d2
17,3
Tabla 17. Medidas de las indentaciones (|j.m); Material Base; Probeta
Erosionada por Hilo, la cual fue Fresada en Duro con una Ve = 90m/min.
(Fila | 1
COLUMNA1 I 2
582,0 1 588,63
582,04
747,65
681,16
661,07
598,78
598,79
630,510
619,6
I Mínimo582,0
Máximo747,6 I Promedio
629,0
Tabla 18. Dureza Vickers (HV); Material Base, Probeta Erosionada por Hilo; lacual fue Fresada en Duro con una Ve = 90 m/min.
118
3LL
1
2345678910
COLUMNA1
d116,015,515,014,516,314,516,516,316,012,7
d216,016,016,014,015,014,016,016,315,712,5
2d1
15,515,015,315,016,316,016,015,716,013,0
d215,515,515,715,716,015,515,716,016,012,7
3d1
15,716,014,712,716,016,516,716,016,013,0
d216,016,014,512,016,016,316,316,716,513,5
4d1
13,515,516,515,015,317,015,516,016,514,5
d213,115,316,016,015,515,815,416,515,813,6
5d1
15,713,715,316,312,516,115,616,316,015,3
d216,515,016,316,713,017,317,017,016,516,0
coíLL
1
2345678910
COLUMNA6
d116,314,316,716,716,016,316,016,016,014,1
d216,513,516,716,316,016,316,315,716,314,5
7d1
16,514,016,616,715,913,716,316,514,716,1
d216,713,816,716,716,713,716,516,615,516,0
8d1
16,515,715,016,516,316,516,516,716,316,7
d217,016,015,017,016,316,216,316,515,516,7
9d1
16,315,715,316,016,316,316,516,016,316,0
d216,616,515,516,316,716,717,016,816,716,5
10d1
16,516,515,716,316,516,316,716,616,315,5
d216,716,315,316,716,316,716,716,516,515,5
Tabla 19. Medidas de las indentaciones (jam); Probeta Fresada en Duro; 10
Pasadas; Ve = 90 m/min.; VB = 76.3 |j.m.
U)3u.
12345678910
COLUMNA1
724,4747,6771,9913,2757,1913,2702,3698,0738,21168,1
2771,9797,4771,9787,0711,0747,6738,2738,2724,41123,0
3738,2724,4870,01215,8724,4689,5681,1693,7702,31056,3
41048,3781,9702,3771,9781,9689,5776,9702,3711,0939,4
5715,4900,5742,8681,11140,7664,9698,0668,9702,3757,1
6689,5959,8664,9681,1724,4698,0711,0738,2711,0906,8
7673,0959,8668,9664,9698,0988,0689,5677,0813,3719,9
8661,0738,2824,2661,0698,0693,7689,5673,0733,5664,9
9685,3715,4781,9711,0681,1681,1661,0689,5681,1702,3
10673,0689,5771,9681,1689,5681,1664,9677,0689,5771,9
Mínimo661,0
Máximo1215,8
Promedio757,7
Tabla 110. Dureza Vickers (HV); Probeta Fresada en Duro; 10 Pasadas; Ve =
90 m/min.; VB = 76.3
119
IFilal 1
COLUMNA1
d116,7
d216,7
2d1
16,7d2
17,0
3d1
16,5d2
16,7
4d1
16,3d2
16,3
5d1
16,5d2
17,0
|Fila I 1
COLUMNA6
d116,3
d216,5
7d1
16,7d2
16,5
8d1
15,7d2
16,0
9d1
16,5d2
16,7
10d1
16,0d2
16,5
Tabla 111. Medidas de las indentaciones (f¿m); Material Base; Probeta Fresadaen Duro, 10 Pasadas; Ve = 90 m/min.
|Fila | 1
COLUMNA1
664,92
653,13
673,04
698,05
661,06
689,57 1 8
673,0| 738,29
673,010
702,3
Mínimo653,1
Máximo738,2 ( Promedio
682,6
Tabla 112. Dureza Vickers (HV); Material Base, Probeta Fresada en Duro; 10Pasadas; Ve = 90 m/min.
120
3LL
1
2345678910
COLUMNA1
d115,516,513,016,016,015,715,712,015,015,7
d214,515,512,715,015,716,015,311,715,716,0
2d1
13,315,315,016,016,016,315,715,316,015,0
d213,016,015,016,316,016,316,016,516,317,3
3d1
13,315,015,516,716,016,517,016,716,015,7
d213,315,715,016,516,016,516,715,515,516,0
4d1
14,016,315,515,316,015,516,016,013,016,5
d214,317,015,716,317,016,316,317,012,716,0
5d1
15,715,716,116,516,316,015,716,016,516,0
d216,015,715,916,315,716,016,316,316,515,7
(05LL.
1
2345678910
COLUMNA6
d113,516,314,016,716,016,017,016,116,014,7
d213,716,315,016,517,016,717,017,016,316,5
7d1
14,715,515,716,816,016,316,016,016,714,0
d214,015,514,716,516,615,516,516,716,514,0
8d1
16,517,013,516,016,515,015,016,716,716,3
d216,517,013,716,016,515,715,016,517,016,7
9d1
16,717,014,516,716,715,516,516,016,716,0
d216,716,714,316,516,714,515,516,316,315,0
10d1
15,516,015,713,814,515,516,316,015,014,0
d216,817,016,815,516,016,516,717,015,514,0
Tabla 113. Medidas de las indentaciones (j^m); Probeta Fresada en Duro; 30
Pasadas; Ve = 90 m/m¡n.; VB = 112.11
U)íLL
1
2345678910
COLUMNA1
824,2724,41123,0771,9738,2738,2771,91320,6787,0738,2
21072,4757,1824,2711,0724,4698,0738,2733,5711,0711,0
31048,3787,0797,4673,0724,4681,1653,1715,4747,6738,2
4926,2668,9762,0742,8681,1733,5711,0681,11123,0702,3
5738,2752,3724,4689,5724,4724,4724,4711,0681,1738,2
61002,6698,0882,0673,0681,1693,7641,7677,0711,0762,0
7900,5771,9802,6668,9698,0733,5702,3693,7673,0946,1
8681,1641,71002,6724,4681,1787,0824,2673,0653,1681,1
9664,9653,1894,3673,0664,9824,2724,4711,0681,1771,9
10711,0681,1702,3864,0797,4724,4681,1681,1797,4946,1
Mínimo641,7
Máximo1320,6
Promedio759,3
Tabla 114. Dureza Vickers (HV); Probeta Fresada en Duro; 30 Pasadas; Ve =
90m/min.; VB = 112.11
121
|Fila | 1
COLUMNA1
d117,0
d217,0
2d1
16,5d2
16,3
3d1
16,7d2
17,0
4d1
16,5d2
16,5
5d1
15,3d2
15,5
|Fila| 1
COLUMNA6
d116,7
d216,5
7d1
15,3d2
15,5
8d1
17,0d2
17,0
9d1
17,0d2
16,3
10d1
16,7d2
16,5
Tabla 115. Medidas de las indentaciones (jim); Material Base; Probeta Fresada
en Duro, 30 Pasadas; Ve = 90 m/min.
[Fila | 1
COLUMNA1
641,72
689,53
653,14
681,15
781,96
673,07
781,98
641,79
668,910
673,0
Mínimo641,7
Máximo781,9
Promedio688,6
Tabla 116. Dureza Vickers (HV); Material Base, Probeta Fresada en Duro; 30Pasadas; Ve = 90 m/min.
122
w3u.
12345678910
COLUMNA1
d118,018,316,016,514,516,314,016,514,016,7
d218,518,017,017,015,016,515,518,515,017,5
2d1
19,516,716,716,717,015,517,516,016,716,7
d219,016,016,516,017,013,018,015,016,317,0
3d1
16,716,516,016,016,317,016,513,516,016,5
d216,716,716,516,316,317,017,014,516,517,0
4d1
15,016,717,017,016,015,716,716,516,317,0
d216,016,516,716,316,515,716,516,716,317,0
5d1
15,315,516,516,516,016,515,315,716,016,0
d215,715,716,516,016,316,015,516,016,316,5
3LL
1
2345678910
COLUMNA6
d115,716,515,716,016,017,016,016,316,515,0
d215,316,016,015,716,016,715,716,016,015,3
7d1
16,516,016,315,717,016,315,016,016,514,0
d216,715,316,515,517,016,315,516,516,314,5
8d1
16,516,313,716,716,516,516,317,016,715,0
d216,316,313,716,016,716,516,017,016,315,0
9d1
16,515,715,716,016,015,315,716,016,016,0
d216,516,515,716,116,515,516,316,016,515,5
10d1
16,016,015,516,315,515,016,015,716,016,0
d216,516,316,016,316,315,716,015,716,016,3
Tabla 117. Medidas de las indentaciones (i^m); Probeta Erosionada por Hilo, la
cual fue Fresada en Duro con una Ve = 150 m/min.
LL
1
2345678910
COLUMNA1
556,8562,9681,1661,0852,4689,5852,4605,5882,0634,2
2500,4693,7673,0693,7641,7913,2588,6771,9681,1653,1
3664,9673,0702,3711,0698,0641,7661,0946,1702,3661,0
4771,9673,0653,1668,9702,3752,3673,0673,0698,0641,7
5771,9762,0681,1702,3711,0702,3781,9738,2711,0702,3
6771,9702,3738,2738,2724,4653,1738,2711,0702,3807,9
7673,0757,1689,5762,0641,7698,0797,4702,3689,5913,2
8689,5698,0988,0693,7673,0681,1711,0641,7681,1824,2
9681,1715,4752,3719,9702,3781,9724,4724,4702,3747,6
10702,3711,0747,6698,0733,5787,0724,4752,3724,4711,0
Mínimo500,4
Máximo988,0
Promedio714,5
Tabla 118. Dureza Vickers (HV); Probeta Erosionada por Hilo, la cual fue
Fresada en Duro con una Ve = 150 m/min.
123
|Fila | 1
COLUMNA1
d116,5
d216,3
2d1
15,5d2
15,5
3d1
17,7d2
17,3
4d1
16,5d2
16,7
5d1
17,0d2
16,7
|Fila| 1
COLUMNA6
d116,7
d216,5
7d1
16,7d2
16,7
8d1
15,3d2
15,3
9di
16,3d2
16,5
10d1
16,0d2
16,7
Tabla 119. Medidas de las indentaciones (jim); Material Base; Probeta
Erosionada por Hilo, la cual fue Fresada en Duro con una Ve = 150m/min.
[Fila | 1
COLUMNA1
689,52
771,93
605,54
673,05
653,16 1 7
673,0 1 664,98
792,29
689,510
693,7
Mínimo605,5
Máximo792,2
Promedio690,6
Tabla I20. Dureza Vickers (HV); Material Base, Probeta Erosionada por Hilo; lacual fue Fresada en Duro con una Ve = 150 m/min.
124
3U.
1
2345678910
COLUMNA1
d116,516,316,516,016,316,016,013,516,015,5
d216,016,516,016,016,016,316,314,015,515,3
2d1
16,516,015,715,015,015,316,015,016,314,5
d217,015,716,015,515,015,517,014,516,014,0
3d1
15,715,515,516,015,016,716,715,016,515,5
d215,516,716,716,514,715,716,515,516,314,5
4d1
15,716,515,520,015,015,513,516,016,716,3
d217,016,016,019,714,515,514,015,016,015,7
5d1
17,516,016,016,516,516,516,015,315,015,0
d215,716,515,015,715,516,315,515,016,015,0
(/>3LL
1
2345678910
COLUMNA6
d116,016,015,516,316,015,516,316,014,014,0
d216,516,015,716,316,516,516,715,713,715,0
7d1
16,016,716,016,716,715,015,016,316,716,0
d216,716,515,316,016,015,014,516,516,515,5
8d1
16,715,516,716,716,316,016,016,714,715,5
d217,016,016,516,316,516,016,015,714,716,3
9d1
18,516,016,016,716,516,316,016,715,315,5
d219,016,516,016,517,016,715,716,714,515,7
10d1
17,017,013,716,316,516,715,717,016,016,7
d217,316,713,716,716,716,715,717,016,317,0
Tabla 121. Medidas de las indentaciones (i^m); Probeta Fresada en Duro; 10
Pasadas; Ve = 150 m/min.; VB = 117.1
co3u.
12345678910
COLUMNA1
702,3689,5702,3724,4711,0711,0711,0980,8747,6781,9
2661,0738,2738,2797,4824,2781,9681,1852,4711,0913,2
3762,0715,4715,4702,3840,9706,6673,0797,4689,5824,2
4693,7702,3747,6470,6852,4771,9980,8771,9693,7724,4
5673,0702,3771,9715,4724,4689,5747,6807,9771,9824,2
6702,3724,4762,0698,0702,3724,4681,1738,2966,7882,0
7693,7673,0757,1693,7693,7824,2852,4689,5673,0747,6
8653,1747,6673,0681,1689,5724,4724,4706,6858,2733,5
9527,5702,3724,4673,0661,0681,1738,2664,9835,3762,0
10630,5653,1988,0681,1673,0664,9752,3641,7711,0653,1
Mínimo470,6 I Máximo
988,0Promedio
735,1
Tabla I22. Dureza Vickers (HV); Probeta Fresada en Duro; 10 Pasadas; Ve =
150 m/min.; VB = 117.1
125
|Fila | 1
COLUMNA1
d116,3
d216,3
2d1
16,5d2
16,7
3d1
16,0d2
16,3
4d1
16,3d2
16,3
5d1
16,3d2
16,0
|Fila| 1
COLUMNA6
d116,3
d216,5
7d1
16,0d2
16,3
8d1
16,3d2
16,5
9d1
16,7d2
16,5
10d1
16,3d2
16,3
Tabla I23. Medidas de las indentaciones (jam); Material Base; Probeta Fresadaen Duro, 10 Pasadas; Ve = 150 m/min.
|Fila | 1
COLUMNA1
698,02 1 3
673,0|711,04 1 5 1 6
698,0 | 711,0 | 689,57 1 8
71 1,0| 689,59
673,010
698,0
Mínimo673,0
Máximo711,0 I Promedio
695,2
Tabla I24. Dureza Vickers (HV); Material Base, Probeta Fresada en Duro; 10Pasadas; Ve = 150 m/min.
126
0)aLL
1
2345678910
COLUMNA1
d117,517,017,317,017,017,516,517,016,715,0
d217,016,717,117,018,016,016,517,017,714,7
2d1
16,317,314,316,516,016,716,516,516,016,0
d216,716,313,515,717,016,516,516,017,016,0
3d1
17,015,716,017,017,016,717,016,316,516,0
d217,016,015,516,516,516,016,315,016,316,3
4d1
16,717,015,317,016,516,717,015,715,513,0
d217,017,014,016,517,016,516,014,016,513,0
5d1
16,516,514,017,517,516,316,313,516,313,0
d216,716,513,517,317,016,015,713,516,313,0
tn
\L
12345678910
COLUMNA6
d116,016,713,516,716,517,016,015,516,015,7
d216,516,013,516,717,016,515,514,716,515,5
7d1
16,716,516,516,316,516,716,316,316,015,0
d216,316,716,016,516,516,316,515,716,015,0
8d1
16,016,516,016,716,016,016,716,315,513,7
d215,716,015,716,016,016,016,016,016,314,3
9d1
16,014,015,517,016,516,516,316,316,514,5
d215,514,516,016,716,716,316,516,516,014,0
10d1
16,516,515,017,016,517,016,516,016,014,0
d216,316,515,016,716,016,716,516,516,013,7
Tabla I25. Medidas de las indentaciones (^m); Probeta Fresada en Duro; 20
Pasadas; Ve = 150 m/min.; VB =136.1
3LL.
1
2345678910
COLUMNA1
623,2653,1626,8641,7605,5661,0681,1641,7626,8840,9
2681,1657,0959,8715,4681,1673,0681,1702,3681,1724,4
3641,7738,2747,6661,0661,0693,7668,9757,1689,5711,0
4653,1641,7864,0661,0661,0673,0681,1840,9724,41097,3
5673,0681,1980,8612,5623,2711,0724,41017,5698,01097,3
6702,3693,71017,5664,9661,0661,0747,6813,3702,3762,0
7681,1673,0702,3689,5681,1681,1689,5724,4724,4824,2
8738,2702,3738,2693,7724,4724,4693,7711,0733,5946,1
9747,6913,2747,6653,1673,0689,5689,5689,5702,3913,2
10689,5681,1824,2653,1702,3653,1681,1702,3724,4966,7
Mínimo605,5
Máximo1097,3
Promedio726,4
Tabla I26. Dureza Vickers (HV); Probeta Fresada en Duro; 20 Pasadas; Ve =
150 m/min.; VB =136.1 (¿en.
127
|Fila | 1
COLUMNA1
d117,0
d216,7
2d1
15,0d2
14,0
3d1
16,7d2
16,3
4d1
16,5d2
16,5
5d1
16,7d2
16,5
|Fila | 1
COLUMNA6
d113,7
d214,0
7d1
17,0d2
17,0
8d1
17,0d2
16,7
9d1
16,5d2
17,0
10d1
16,7d2
16,7
Tabla I27. Medidas de las indentaciones (|im); Material Base; Probeta Fresada
en Duro, 20 Pasadas; Ve = 150 m/min.
|Fila| 1
COLUMNA1
653,12
882,03
681,14
681,15
673,06
966,77
641,78
653,19
661,010
664,9
Mínimo641,7
Máximo966,7
Promedio715,8
Tabla I28. Dureza Vickers (HV); Material Base, Probeta Fresada en Duro; 20
Pasadas; Ve = 150 m/min.
128
Se realizaron análisis estadísticos básicos utilizando el paquete MINITAB.Los resultados se muestran a continuación.
Descriptive Statistics
Variable: MB_Er_90
Anderson-Dariing Nomnality TestA-Squared: 0.602P-Value: 0.085
95% Confidence Interval for Mu
i l l I l I l i l i580 590 600 610 620 630 640 650 660 670
l i l i l í
95% Confidence Interval for Median
MeanStDevVananceSkewnessKurtosisN
MinimumIstQuartileMedian3rd QuartileMáximum
628.98053.522
2864.591.371431.52557
10
582.000586.950609.150666.025747.600
Descriptive Statistics
95% Confidence Interval for Mu590693 667.267
95% Confidence Interval for Sigma36.814 97.710
95% Confidence Interval for Median586.341 667.881
Variable: Er_90
Anderson-Dariing Nomnality TestA-Squared: 2.067P-Value: 0.000
l i l i l í500 600 700 800 900 1000 1100
I I I I I I I
95% Confidence Interval for Mu
MeanStDevVaríanosSkewnessKurtosisN
MinimumIstQuartileMedian3rd QuartileMáximum
701 .95092.402
8538.051.665876.60471
100
513.70653.10689.50738.20
1168.10
95% Confidence Interval for Median
95% Confidence Interval for Mu683.62 72028
95% Confidence Interval for Sigma81.13 107.34
95% Confidence Interval for Median679.01 702.30
Figura 15. Análisis estadístico de la probeta erosionada (Vc=90m/min)
129
Descriptive Statistics
Variable: MB_90_10
Anderson-Darling Normality TestA-Squared: 0.452P-Value: 0214
95% Confidence Interval for Mu
MeanStDevVarianceSkewnessKurtosisN
MínimumIstQuartileMedian3rd QuartileMáximum
682.60025.146
632.3111.219051.59135
10
653.100663.925673.000699.075738.200
95% Confidence Interval for Median
Descriptive Statistics
650 750 850 950 1050 1150
95% Confidence Interval for Mu664.612 700.588
95% Confidence Interval for Sigma17.296 45.906
95% Confidence Interval for Median663.565 699.472
Variable: 90_10
Anderson-Darling Normality TestA-Squared: 10.040P-Value: 0.000
95% Confidence Interval for Mu
I I ! I I I I I I I700 710 720 730 740 750 760 770 780 790
I I I I i
MeanStDevVarianceSkewnessKurtosisN
MínimumIstQuartileMedian3rd QuartileMáximum
757.705118.97314154.52.144984.29948
100
661.0068950711.00771.90
1215.80
I I
95% Confidence Interval for Median
95% Confidence Interval for Mu734.10 781.31
95% Confidence Interval for Sigma104.46 138.21
95% Confidence Interval for Median701.19 734.71
Figura 16. Análisis estadístico de la probeta Fresada en Duro; Vc=90m/min; 10
Pasadas.
130
Descriptive Statistics
640 680 720 760
Variable: MB 90 30
Anderson-Darting Normality Test
95% Confidence Interval for Mu
A-Squared:P-Value:
MeanStDevVarianceSkewnessKurtosisN
MínimumIstQuartileMedían3rd QuartileMáximum
1.0200.006
688.58051.641
2666.791.37063
0.66905210
641.700650.250673.000712.600781.900
642 652 662 672 682 692 702 712 722 732
95% Confidence Interval for Median
Descriptive Statistics
95% Confidence Interval for Mu651.638 725.522
95% Confidence Interval for Sigma35.520 94.276
95% Confidence Interval for Median649.197 721.132
Variable: 90_30
Anderson-Darling Normality TestA-Squared: 8.047P-Value: 0.000
95% Confidence Interval for Mu
MeanStDevVarianceSkewnessKurtosisN
MinimumIstQuartileMedian3rd QuartileMáximum
759.343116.91813669.82326096.33668
100
641.70681.10724.40783.23
1320.60
790
95% Confidence Interval for Median
95% Confidence Interval for Mu736.14 782.54
95% Confidence Interval for Sigma102.65 135.82
95% Confidence Interval for Median711.00 738.20
Figura 17. Análisis estadístico de la probeta Fresada en Duro; Vc=90m/min; 30Pasadas.
131
Descriptive Statistics
Variable: MB_Er_150
Anderson-Darting Normality TestA-Squared: 0.606P-Value: 0.082
95% Confidence Interval for Mu
i i i i i i i i i i645 655 665 675 685 695 705 715 725 735
95% Confidence Interval for Median
MeanStDevVarianceSkewnessKurtosisN
Mínimum1st QuartileMedian3rd QuartileMáximum
690.63054643
2985.840.7549430.683957
10
605500661.950681.250713.250792.200
Descriptive Statistics
95% Confidence Interval for Mu651.541 729.719
95% Confidence Interval for Sigma37.585 99.756
95% Confidence Interval for Median660.860 720.471
Variable: Er_150
Anderson-Darling Normality TestA-Squared: 3.157P-Value: 0.000
95% Confidence Interval for Mu
MeanStDevVarianceSkewnessKurtosisN
Mínimum1st QuartileMedian3rd QuartileMáximum
714.56374.479
5547.100.9547972.98468
100
500.400673.000702.300745.250988.000
95% Confidence Interval for Median
95% Confidence Interval for Mu699.785 729.341
95% Confidence Interval for Sigma65.393 86.520
95% Confidence Interval for Median698.000 711.000
Figura 18. Análisis estadístico de la probeta Erosionada (Vc=150m/min)
132
Descriptive Statistics
Variable. MB_150_10
Anderson-Dariing Normality TestA-Squared: 0.493P-Value:
MeanStDevVarianceSkewnessKurtosisN
0.165
695.20014.233
202.567-5.0E-01-7.5E-01
10
95% Confidence Interval for Mu
682
95% Confidence Interval for Median
Descriptive Statistics
Mínimum 673.000IstQuartile 685.375Median 698.0003rdQuartile 711.000Máximum 711.000
95% Confidence Interval for Mu685.019 705.381
95% Confidence Interval for Sigma9.790 25.983
95% Confidence Interval for Median683.851 711.000
Variable: 150JO
Anderson-Dariing Normality TestA-Squared: 3.522P-Value:
MeanStDevVarianceSkewnessKurtosisN
0000
735.13682.789
6854060.7946512.49589
100
95% Confidence Interval for Mu
700l
710I
95% Confidence Interval for Median
Minimum 470.600IstQuartile 689.500Median 715.4003rd Quartile 769.425Máximum 988.000
95% Confidence Interval for Mu718.709 751.563
95% Confidence Interval for Sigma72.690 96.174
95% Confidence Interval for Median702.300 726.745
Figura 19. Análisis estadístico de la probeta Fresada en Duro; Vc=150m/min;10 Pasadas.
133
Descriptiva Statistics
650 700 750 800 850 900 950
Variable: MB_150_20
Anderson-Darling Normality TestA-Squared: 1.735P-Value: 0.000
95% Confidence Interval for Mu
MeanStDevVarianceSkewnessKurtosisN
MínimumIstQuartileMedian3rd QuartileMáximum
715.770112.42812640.11.860572.23293
10
641.700653.100668.950731.325966.700
95% Confidence Interval for Median
Descriptivo Statistics
95% Confidence Interval for Mu635.344 796.196
95% Confidence Interval for Sigma77.332 205.250
95% Confidence Interval for Median653.100 749.877
Variable: 150 20
600 700 800I I !
900 1000 1100I I I
Anderson-Darling Normality TestA-Squared:P-Value:
MeanStDevVarianceSkewnessKurtosisN
9.0250.000
726.421102.54710515.81.999723.68490
100
95% Confidence Interval for Mu
680 690 700 710 720 730 740 750
95% Confidence Interval for Median
Mínimum 605.501st Quartile 669.93Median 693.703rd Quartile 737.03Máximum 1097.30
95% Confidence Interval for Mu706.07 746.77
95% Confidence Interval for Sigma90.04 119.13
95% Confidence Interval for Median681.10 702.30
Figura 110. Análisis estadístico de la probeta Fresada en Duro; Vc=150m/min;20 Pasadas.
134
Graficando los intervalos de confianza para poder observar el
comportamiento de la dureza, tenemos :
Intervalos de confianza Mu (95%)Probeta Ve = 90 m/min
>XroN
3Q
ouu
750
700
650
600
ccn
L
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11Lr1
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l'Probeta
m
Intervalo de confianza para Mu (95%)Probeta Ve = 150 m/min
>
N0>3Q
OUVJ
750
700
650
600
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Probeta
Figura 111. Resultados del análisis estadístico de la Microdureza de las probetas
preparadas.
135
