TESIS

DOCTOR EN MANUFACTURA AVANZADA

PRESENTA

M.I. NORBERTO LÓPEZ LUIZ ASESOR: DR. VÍCTOR HUGO BALTAZAR HERNÁNDEZ

AGUASCALIENTES, AGS, AGOSTO 2020.

ESTUDIO DEL DESGASTE DE LA HERRAMIENTA DE CORTE Y DE LA RUGOSIDAD SUPERFICIAL

MAQUINADA EN UN PROCESO DE TORNEADO CON INSERTO DE WC RECUBIERTO (PVD Y CVD)

SOBRE UN ACERO ENDURECIDO AISI D2

PARA OBTENER EL GRADO DE

i

ii

iii

iv

Pa hracala'dxu'ni, pa’ca iqueluni’, ne pa nuu ni ladxido’lo, zanda, iruti’ zu’nini pur lii, guyee, biyubi, ne zadxe’lu.

Beto Hra Béñe (Diidxa Binnizá)

Si lo deseas, si está en tu pensamiento y en tu corazón, lo podrás,

nadie lo hará por ti, ve, busca y encontrarás. Norberto (zapoteco del istmo)

Con dedicatoria especial a quienes me dieron vida, amor y sus cuidados,

siempre serán mi fortaleza espiritual. mi madre Hermila y mi padre Alfonso (q.e.p.d)

A mis hermanas, parte de mi ser, por su apoyo en las distintas etapas de mi formación profesional,

por estar conmigo y compartir el pan, con amor por siempre. Elva, Rosa Isela, Marbia y Perla

A mis amorosas hijas que me impulsan a seguir, no declinar, persistir, insistir, resistir,

me he perdido de gratos momentos a su lado, pero han estado y seguirán por siempre en mi corazón,

las amo infinitamente. Ayartza e Idlawi

Gracias Yadira por cuidar de ellas.

Si algo he aprendido de la vida, es la importancia de fortalecer el lazo familiar, con dedicatoria a todos los que forman parte de la familia.

A mis amigos, ausentes y presentes, donde quiera que se encuentren, gracias por estar en este tren de vida.

Al gran arquitecto del universo por sus bendiciones y permitirme lograr mis metas, gracias.

v

A la Universidad de Colima por darme su apoyo y permitirme realizar mis estudios de

Doctorado.

Al programa de estudios de posgrado de calidad del PRODEP, por la beca otorgada

para la realización de mis estudios de Doctorado.

A mi asesor Dr. Víctor Hugo Baltazar Hernández, por brindarme la oportunidad de

desarrollar este trabajo de investigación con su apoyo y asesoría, por la confianza

depositada, por la amistad sincera y el afecto compartido. Gracias por el tiempo

otorgado a mi persona, para guiarme en el camino de la investigación y de mi formación

doctoral.

A los docentes y técnicos del posgrado, Maestría en Ciencias e Ingeniería de los

Materiales de la Universidad Autónoma de Zacatecas, por brindarme su apoyo, asesoría

y las facilidades para el desarrollo de este trabajo de tesis Doctoral. Por la amistad

brindada y los buenos momentos compartidos: Ing. Emilio Bautista R., Técnicos Ricardo

Leyva H., Ángel González R. y Antonio Sosa L., Dr. Francisco Alvarado H., Dr. Simitrio I.

Maldonado R., Mtro. Cecilio J. Martínez G. y Mtro. Julián Ramírez C. Con gran aprecio al

Mtro. E. Alejandro López B., por su apoyo y grata amistad.

Al Dr. Omar Jiménez Alemán, de la Universidad de Guadalajara, por su apoyo y las

facilidades brindadas en la realización de los experimentos con el microscopio

electrónico de barrido.

A la Lic. Diana C. Lozano A., por todo su apoyo durante mi estancia en las instalaciones

del CIATEQ, Aguascalientes, por su amistad y los buenos consejos, gracias infinitas.

Al CIATEQ, sede Aguascalientes por darme la oportunidad de realizar mis estudios de

Doctorado, por las facilidades y el apoyo brindado para llevar a buen término mi

formación.

vi

En este trabajo de investigación se presenta un análisis experimental de optimización, el

objetivo del estudio es evaluar el desgaste de flanco en la herramienta de corte y la

rugosidad superficial maquinada, en un proceso de torneado en seco sobre un acero

endurecido AISI D2 (65 HRC), utilizando insertos WC recubiertos mediante PVD y CVD.

La experimentación se compone de dos etapas principales: en la primera, se lleva a

cabo un mecanizado con un inserto recubierto PVD y en la segunda, se emplea un

inserto recubierto CVD. En ambas etapas se analiza y compara el desgaste en las

herramientas de corte y la rugosidad superficial de la pieza maquinada. Para la

medición del desgaste de la herramienta de corte se empleó el microscopio electrónico

de barrido (SEM) y para la medición de la rugosidad superficial se utilizó un rugosímetro.

Estas mediciones permitieron obtener la relación entre la calidad superficial de la pieza

mecanizada y el desgaste de la herramienta de corte que se produce durante el

torneado en seco.

Para optimizar los parámetros de maquinado que minimizan el desgaste de la

herramienta de corte y la rugosidad superficial maquinada, se aplican la técnica de

Taguchi, el análisis de varianza (ANOVA), el método de superficie de respuesta (RMS) y

modelos de regresión, además de realizar su validación mediante intervalos de

confianza. De esta forma, se obtienen los parámetros de maquinado que reducen la

rugosidad superficial y el desgaste de la herramienta de corte, así como los valores

óptimos de cada término, se validan los resultados obtenidos y se determina el tipo de

recubrimiento que muestra un mejor comportamiento en el torneado en seco del acero

endurecido AISI D2.

Palabras clave: Torneado, Desgaste de herramienta de corte, Rugosidad superficial,

Método de Taguchi, AISI D2, Ingeniería y tecnología, Tecnología e ingeniería mecánicas,

Operaciones mecanizadas.

vii

In this research work an experimental optimization is presented; the study aims on

evaluating the flank wear of the cutting tool and the surface roughness machined, during

the dry turning machining process of the hardened steel AISI D2 (65 HRC) using WC inserts

coated by PVD and CVD.

Experimentation is divided into two main stages: in the first; machining is carried out with

PVD coated insert, and in the second; CVD coated insert is employed. In both stages the

wear of the cutting tools and the surface roughness of the machined part are analyzed

and compared. Scanning electron microscopy (SEM) was used in order to analyze wear

of the cutting tool. On the other hand, a roughness tester was used to measure the

surface roughness. The relationship between the surface quality of the machined part

and the wear of the cutting tool that occurs during dry turning were obtained.

For optimizing machining parameters that lead to minimize wear of the cutting tool and

the machined surface roughness; Taguchi technique, analysis of variance (ANOVA),

response surface method (RMS) and regression models are applied, validating them

through confidence intervals. In this way, the machining parameters that reduce the

surface roughness and wear of the cutting tool are obtained, as well as the optimal values

for each term, the obtained results are validated and the type of coating that shows a

better behavior in dry turning of a hardened steel AISI D2 is determined.

Keywords: Turning, Wear of the cutting tool, Surface roughness, Taguchi´s Method, AISI

D2, Engineering and Technology, Mechanical technology and engineering, Mechanized

operations.

viii

CARTA DE LIBERACIÓN DEL ASESOR. i

CARTA DE LIBERACIÓN DE REVISORES. ii

DEDICATORIAS. iv

AGRADECIMIENTOS. v

RESUMEN. vi

ABSTRACT. vii

ÍNDICE DE CONTENIDO. viii

ÍNDICE DE FIGURAS. xi

ÍNDICE DE TABLAS. xiii

1. INTRODUCCIÓN. 1

1.1. ANTECEDENTES. 1

1.2. DEFINICIÓN DEL PROBLEMA. 3

1.3. JUSTIFICACIÓN. 5

1.4. OBJETIVO GENERAL. 7

1.5. OBJETIVOS ESPECIFICOS. 7

1.6. HIPÓTESIS. 8

2. REVISIÓN DE LA LITERATURA. 9

2.1. PROCESO DE CORTE. 9

2.1.1. Maquinabilidad. 10

2.1.2. Maquinado a alta velocidad (HSM). 12

2.2. INSERTOS WC CON RECUBRIMIENTO SUPERFICIAL. 13

2.3. MORFOLOGÍA DE LA VIRUTA. 15

2.4. DESGASTE Y VIDA DE LA HERRAMIENTA DE CORTE. 19

2.4.1. Mecanismos de desgaste. 20

2.4.2. Localización del desgaste. 22

2.4.3. Vida de la herramienta. 24

2.5. RUGOSIDAD SUPERFICIAL. 24

2.6. MÉTODO DE TAGUCHI PARA OPTIMIZACIÓN. 28

2.7. ANÁLISIS DE VARIANZA (ANOVA). 29

ix

3. ESTADO DEL ARTE: MECANIZADO DEL ACERO AISI D2 ENDURECIDO. 31

3.1. ESTUDIOS DESARROLLADOS SOBRE EL MECANIZADO DEL ACERO AISI D2

ENDURECIDO CON INSERTOS WC RECUBIERTOS. 31

4. METODOLOGÍA EXPERIMENTAL. 49

4.1. PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL. 49

4.1.1. Material de la pieza de trabajo. 50

4.1.2. Insertos de corte. 50

4.1.3. Máquina herramienta y condiciones de corte. 51

4.1.4. Diseño del experimento. 52

4.1.5. Medición de la rugosidad superficial. 54

4.1.6. Medición del desgaste del flanco de las herramientas de corte. 55

4.1.7. Características de la viruta. 56

4.2. EJECUCIÓN DEL EXPERIMENTO. 57

5. RESULTADOS Y DISCUSIÓN. 60

5.1 ANÁLISIS DE RESULTADOS DE INSERTOS CON RECUBRIMIENTO PVD. 60

5.1.1. Análisis de la rugosidad (Ra) sobre la superficie de maquinado. 60

5.1.2. Análisis del desgaste del flanco de la herramienta de corte (VBmáx). 71

5.1.3. Análisis de viruta. 84

5.1.4. Confirmación del intervalo de confianza (CI). 87

5.1.5. Discusión. 88

5.2 ANÁLISIS DE RESULTADOS DE INSERTOS CON RECUBRIMIENTO CVD. 90

5.2.1. Análisis de la rugosidad (Ra) sobre la superficie de maquinado. 90

5.2.2. Análisis del desgaste del flanco de la herramienta de corte (VBmáx). 100

5.2.3. Análisis de viruta. 112

5.2.4. Confirmación del intervalo de confianza (CI). 114

5.2.5. Discusión. 115

5.3 RESUMEN DEL USO DE INSERTOS PVD Y CVD SOBRE EL MAQUINADO DE UN ACERO

ENDURECIDO. 117

5.3.1. Comparación de Ra. 117

5.3.2. Comparación de VBmáx. 118

CONCLUSIONES. 119

APORTACIÓN DE LA TESIS. 122

x

APORTACIÓN SOCIAL DE LA TESIS. 123

TRABAJO A FUTURO. 124

PUBLICACIONES. 125

REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS. 126

ANEXOS. 0

xi

Figura 2.1. Variables involucradas en el proceso de mecanizado [4]. .............................. 10

Figura 2.2. Factores y criterios de maquinabilidad [21]......................................................... 11

Figura 2.3. Velocidad de corte alcanzable en función del: a) tipo de operación de

mecanizado y b) material de trabajo. [20]. ........................................................................... 12

Figura 2.4. Tipos de viruta: a) Fragmentada, b) Continua, c) Segmentada. [17]. ............ 16

Figura 2.5. Formación de nidos de viruta [31]. ........................................................................ 17

Figura 2.6. Clasificación de la viruta según su dirección de salida [33]. ............................ 18

Figura 2.7. Rango de actuación de los tipos de desgaste por adhesión en función de la

temperatura [26]. ........................................................................................................................ 22

Figura 2.8. Zonas de localización del desgaste en herramientas de corte y parámetros de

evaluación del desgaste [31]. .................................................................................................. 23

Figura 2.9. Factores que afectan la calidad superficial de las piezas mecanizadas [41].

....................................................................................................................................................... 26

Figura 2.10. Perfil de rugosidad [30]. ........................................................................................ 27

Figura 4.1. Procedimiento de investigación. ........................................................................... 49

Figura 4.2. Insertos de corte utilizado en experimento, a) PVD y b) CVD. ......................... 51

Figura 4.3. Parámetros de corte: vc, ap y f [80]. .................................................................... 52

Figura 4.4. a) Rugosímetro empleado, b) Mediciones realizadas en la superficie

maquinada. ................................................................................................................................. 55

Figura 4.5. a) Tipos de desgaste y su localización sobre el borde de corte. [31], b) Imagen

en SEM del inserto desgastado con vc = 200 m/min, ap = 0.4 mm y f = 0.3 mm/rev. ...... 56

Figura 4.6. a) Filmación de la generación de viruta, b) Fotografía de viruta generada. 56

Figura 4.7. Diagrama de flujo del experimento. ..................................................................... 57

Figura 5.1. Efectos principales para medias de datos para Ra. [Fuente: elaboración

propia.] ......................................................................................................................................... 62

Figura 5.2. Efectos principales para relaciones S/N para Ra. [Fuente: elaboración propia].

....................................................................................................................................................... 62

Figura 5.3. Efecto de los parámetros de corte sobre Ra. ...................................................... 66

Figura 5.4. Comparación del modelo de regresión cuadrática (predicha) y los resultados

experimentales para Ra. ............................................................................................................ 69

Figura 5.5. Efectos principales para medias de datos para VBmáx. [Fuente: elaboración

propia] .......................................................................................................................................... 73

xii

Figura 5.6. Efectos principales para relaciones S/N para VBmáx. [Fuente: elaboración

propia] .......................................................................................................................................... 73

Figura 5.7. Efecto de los parámetros de corte sobre el desgaste del flanco. ................... 76

Figura 5.8. Comparación del modelo de regresión cuadrática (predicha) y los resultados

experimentales para VBmáx. ....................................................................................................... 83

Figura 5.9. Relación entre Ra y VBmáx. ...................................................................................... 89

Figura 5.10. Efectos principales para medias de datos para Ra. ........................................ 92

Figura 5.11. Efectos principales para relaciones S/N para Ra.............................................. 92

Figura 5.12. Efecto de los parámetros de corte sobre Ra. .................................................... 96

Figura 5.13. Comparación del modelo de regresión cuadrática (predicha) y los resultados

experimentales para Ra. ............................................................................................................ 99

Figura 5.14. Efectos principales para medias de datos para VBmáx. ................................. 102

Figura 5.15. Efectos principales para relaciones S/N para VBmáx. ...................................... 102

Figura 5.16. Efecto de los parámetros de corte sobre VBmáx. ............................................. 105

Figura 5.17. Comparación del modelo de regresión cuadrática (predicha) y los resultados

experimentales para VBmáx. ..................................................................................................... 110

Figura 5.18. Relación entre Ra y VBmáx. ................................................................................. 116

Figura 5.19. Comparación de Ra obtenida de insertos PVD vs CVD. ............................... 117

Figura 5.20. Comparación de VBmáx obtenida de insertos PVD vs CVD. .......................... 118

xiii

Tabla 2.1. Beneficios y aplicaciones del HSM [8]. .................................................................. 13

Tabla 2.2. Tipología de viruta según ISO 3685 [33]. ................................................................ 18

Tabla 4.1. Factores y niveles seleccionados. ......................................................................... 52

Tabla 4.2. Arreglo ortogonal L9 de Taguchi. ........................................................................... 53

Tabla 4.3. Arreglo ortogonal L9 de Taguchi y valores de los factores de control. ............. 53

Tabla 5.1. Arreglo ortogonal L9 diseño de experimento de Taguchi y resultados de Ra y

S/N obtenidos. ............................................................................................................................. 60

Tabla 5.2. Resultados del ANOVA para la rugosidad superficial (Ra). ............................... 64

Tabla 5.3. Resultados de los modelos de regresión para Ra (µm)....................................... 68

Tabla 5.4. Valores de respuesta de medias para Ra. ............................................................ 69

Tabla 5.5. Valores predichos y confirmación de resultados por el método de Taguchi y

ecuaciones de regresión, Ra. ................................................................................................... 70

Tabla 5.6. Arreglo ortogonal L9 diseño de experimento de Taguchi y resultados del

experimento. ................................................................................................................................ 71

Tabla 5.7. Resultados del ANOVA para desgaste del flanco VBmáx. ................................... 74

Tabla 5.8. Imágenes del desgaste de flanco después del experimento de mecanizado,

inserto PVD. .................................................................................................................................. 78

Tabla 5.9. Resultados de los modelos de regresión para VBmáx (mm). ............................... 82

Tabla 5.10. Valores de respuesta de medias para VBmáx. ..................................................... 83

Tabla 5.11. Valores predichos y confirmación de resultados por el método de Taguchi y

ecuaciones de regresión para VBmáx. ...................................................................................... 84

Tabla 5.12. Morfología de la viruta obtenida en los ensayos, inserto PVD. ........................ 85

Tabla 5.13. Arreglo ortogonal L9 diseño de experimento de Taguchi y resultados de Ra y

S/N obtenidos. ............................................................................................................................. 91

Tabla 5.14. Resultados del ANOVA para la rugosidad superficial (Ra). ............................. 94

Tabla 5.15. Resultados de los modelos de regresión para Ra (µm). ................................... 98

Tabla 5.16. Valores de respuesta de medias para Ra. .......................................................... 99

Tabla 5.17. Valores predichos y confirmación de resultados por el método de Taguchi y

ecuaciones de regresión para Ra. ......................................................................................... 100

Tabla 5.18. Arreglo ortogonal L9 diseño de experimento de Taguchi y resultados del

experimento. .............................................................................................................................. 101

Tabla 5.19. Resultados del ANOVA para desgaste del flanco VBmáx. ............................... 103

xiv

Tabla 5.20. Imágenes del desgaste de flanco después del experimento de mecanizado,

inserto CVD. ............................................................................................................................... 106

Tabla 5.21. Resultados de los modelos de regresión para VBmáx (mm). ............................ 110

Tabla 5.22. Valores de respuesta de medias para VBmáx. ................................................... 111

Tabla 5.23. Valores predichos y confirmación de resultados por el método de Taguchi y

ecuaciones de regresión para VBmáx. .................................................................................... 111

Tabla 5.24. Morfología de la viruta obtenida en los ensayos, inserto CVD. ..................... 113

1

1.1. ANTECEDENTES.

La demanda de componentes mecánicos de alta calidad, gran exactitud y menores

tiempos de entrega para sistemas de elevado desempeño ha aumentado

considerablemente en los últimos años a nivel mundial. Esto ha provocado el desarrollo

de nuevas tecnologías aplicadas a los procesos de corte de metales con altas

velocidades. El aumento de las velocidades de corte es una de las formas de

aumentar la eficiencia de los procesos productivos a través de la reducción de los

tiempos de fabricación. Por ser un proceso relativamente nuevo, introduciéndose a

partir de la década de los años 90, existen muchas cuestiones tecnológicas que están

sin respuesta aún [1].

El desarrollo integral de las máquinas herramienta, de las herramientas de corte y de la

tecnología de maquinado posibilitó la aplicación del corte de metales con altas

velocidades. Las mayores ventajas de la aplicación de la tecnología de corte con altas

velocidades de corte están relacionadas con las elevadas tasas de remoción de

virutas, reducción de los tiempos en el proceso productivo, bajos esfuerzos de corte, lo

que permite el maquinado de paredes finas sin distorsión de forma, disipación de calor

a través de la viruta, reducción de las distorsiones y daños térmicos de la pieza,

obtención de un mejor acabado superficial, reducción de las rebabas, facilidad de

remoción de las virutas de la región de corte y simplificación del herramental [2].

El poder predecir la vida útil de la herramienta de corte es necesaria para el diseño y

la estrategia de cambio de estas, así como para la determinación de las condiciones

de corte. Algunos de los problemas que se presentan son la complejidad del proceso

de maquinado y la carencia de datos apropiados. La situación es agravada

adicionalmente por el desarrollo continuo e introducción de nuevos materiales de

herramientas de corte, materiales de trabajo y por los cambios en las condiciones de

maquinado, por ejemplo, el corte de alta velocidad [3]. Por lo cual, el desgaste de la

herramienta de corte es un factor importante durante el proceso de maquinado, ya

que, si una herramienta desgastada no es identificada con prontitud, repercute en la

2

calidad superficial, exactitud de elaboración y, en consecuencia, en un incremento

de los costos de fabricación.

Las propiedades del material de la pieza en bruto tienen influencia significativa en el

éxito de la operación de mecanizado. Estas propiedades y otras características se

resumen frecuentemente en el término maquinabilidad, que indica la facilidad relativa

con la cual se puede mecanizar un material (por lo general metal) usando las

herramientas y las condiciones de corte apropiadas. El estudio de maquinabilidad

implica generalmente una comparación de materiales de trabajo. Los criterios más

utilizados para medir el desempeño en el ensayo de maquinabilidad son: el desgaste

y la vida útil de la herramienta de corte, las fuerzas y potencia de corte, la temperatura

de corte, la rugosidad superficial de la pieza mecanizada y la facilidad de eliminación

de la viruta [4].

La calidad superficial de una pieza se mide con la integridad de la superficie que

aparte de su topología, tiene en cuenta las propiedades mecánicas y metalúrgicas,

muy importantes en la fatiga, resistencia a la corrosión o vida de servicio de la pieza.

La rugosidad superficial es el parámetro más representativo para describir la textura

superficial debido a su influencia directa en la fricción, fatiga y resistencia térmica. Esta

tiene gran repercusión en el mecanizado a alta velocidad considerando una de sus

más resaltantes características: los grandes valores de avance que, por definición,

conllevarían a pobres niveles de acabado superficial [5].

Desde el inicio de la industria del corte de metales el desgaste de la herramienta ha

sido una permanente preocupación. La influencia del desgaste de herramientas en el

coste y en la productividad del mecanizado de metales es significativa. Es

fundamental tomar en cuenta este aspecto en la planificación de la producción y la

calidad de producto. Se han realizado extensos estudios encaminados a entender las

causas del desgaste y su evolución en el tiempo. Así, se han desarrollado ecuaciones

empíricas para predecir la vida de la herramienta, y se han formulado modelos

analíticos que, tomando en cuenta los diversos mecanismos de desgaste, intentan

describir la evolución del desgaste durante un proceso de corte y predecir el grado de

desgaste de las herramientas [6].

3

De lo anterior, las consideraciones para esta línea de investigación incluyen,

parámetros de maquinado (velocidad de corte, profundidad de corte y tasa de

avance), rugosidad superficial y su relación con el desgaste de la herramienta de

corte, durante el maquinado. La importancia de investigar en esta área radica en el

cada vez más creciente uso del mecanizado de alta velocidad en industrias como la

automotriz y aeronáutica que requieren acabados superficiales y tolerancias

dimensionales de gran calidad [6].

La investigación que se propone en esta tesis Doctoral incluye un estudio experimental

de optimización que permita minimizar el desgaste de flanco en la herramienta de

corte y rugosidad superficial maquinada, en un proceso de torneado en seco de un

acero endurecido AISI D2 con insertos WC recubiertos mediante PVD y CVD, a través

de la relación de parámetros de maquinado, propiedades del material a maquinar,

propiedades y geometría de la herramienta de corte y formación de la viruta. De esta

forma, obtener los parámetros de corte que optimizan (minimizan) el desgaste de

flanco de la herramienta de corte y la rugosidad superficial maquinada. Se propone

lograr lo anterior, mediante la técnica de optimización de Taguchi, el análisis de

varianza ANOVA, el método de superficie de respuesta (RMS) y modelos de regresión,

además de realizar su validación mediante intervalos de confianza.

1.2. DEFINICIÓN DEL PROBLEMA.

El análisis de los procesos de mecanizado de metales brinda a los investigadores el

desarrollo de nuevas propuestas que lleven a una mejor comprensión de este conjunto

de fenómenos complejos que es el corte de metales. Los esfuerzos realizados por

comprender más a detalle el proceso de corte de metales es extenso a lo largo de la

historia y en las últimas décadas. Sin embargo, el proceso de mecanizado continua

siendo un reto para la investigación científica, la complejidad de los fenómenos que

encierra el corte de metales hace que la investigación en todos estos campos

continúe vigente [6].

4

A pesar de los trabajos realizados en distintas investigaciones, la mayoría de los

modelos propuestos no reproducen las tendencias experimentales de evolución del

desgaste y requieren de un considerable número de ensayos en el laboratorio para su

calibración. Estos modelos de desgaste funcionan bajo determinadas condiciones de

corte y combinación de materiales. Estas limitantes se deben a la complejidad del

fenómeno del desgaste y no existe en la actualidad un modelo de desgaste, numérico

o analítico, que sea de aplicación general, por lo que la investigación en esta área del

desgaste de herramientas es una línea vigente y con mucha actividad hoy en día.

Desde el enfoque de maquinabilidad de una pieza, la selección de los parámetros de

mecanizado adecuados es difícil y depende en gran medida de la experiencia de los

operadores y de las tablas de parámetros proporcionadas por los fabricantes de

herramientas de corte. Por lo tanto, la optimización de los parámetros es de gran

importancia cuando la economía y la calidad de la pieza juega un papel fundamental

[7].

Con frecuencia, la correcta y completa evaluación de la maquinabilidad de un

material no puede ser obtenida considerando un único criterio (acabado superficial,

desgaste y vida de la herramienta, morfología de la viruta, temperatura de corte,

fuerza y potencia de corte), siendo necesaria la combinación de varios de forma

simultánea. Existe gran cantidad de trabajos orientados en esta dirección, aunque

presentan una metodología bastante compleja y de difícil aplicación práctica. Los

estudios actuales están dirigidos al desarrollo de técnicas que permitan determinar

cuáles son los factores que influyen en la evaluación del mecanizado de un

determinado material y para una operación de mecanizado dada [8].

Este trabajo de investigación se centra en el estudio experimental del torneado en

seco de un acero endurecido AISI D2 con insertos WC recubiertos mediante PVD y

CVD, considerando los parámetros de maquinado, propiedades del material a

maquinar, propiedades y geometría de la herramienta de corte y formación de la

viruta. En la presente Tesis Doctoral se considera al desgaste de una herramienta como

la modificación de sus características originales debido al uso, en detrimento de su

desempeño posterior.

5

1.3. JUSTIFICACIÓN.

El torneado duro es un proceso de corte de piezas de trabajo que tienen niveles de

dureza en el rango de 45 - 65 HRC. Un ejemplo es el acero AISI D2, que es un acero

para herramientas con alto contenido de carbono y cromo aleado, con una cantidad

menor de molibdeno y vanadio. Este acero se caracteriza por una alta resistencia al

desgaste, y se puede usar en el estado de endurecimiento medio (52 - 56 HRC) para

embutición profunda, laminación, punzonado y extrusión [9].

En una operación de mecanizado, el consumo de herramientas de corte es un factor

influyente en el costo de esta operación. Durante el mecanizado se debe comprobar

el estado de las herramientas para su sustitución al alcanzar el fin de su vida útil. Este

final puede alcanzarse de forma repentina en caso de fractura, o de forma gradual

por desgaste progresivo. Ambos deterioros de la herramienta conducen a un

mecanizado de la pieza con calidad deficiente tanto superficial como

dimensionalmente. Generalmente los cambios de herramienta se realizan en base a

estimaciones conservadoras de la vida de la herramienta. Por tanto, no se aprovecha

toda la vida útil de la herramienta, con la consecuente pérdida en costos y en tiempo

de producción.

Los factores que influyen sobre el desgaste de la herramienta son numerosos y de

diversa índole. En primer lugar, depende del material que se esté mecanizando

(composición, microestructura, dureza, acabado superficial al inicio del mecanizado,

etc.). Además, depende de las propias características de la herramienta de corte

(geometría y propiedades del material). Las condiciones de lubricación son también

fundamentales, siendo el mecanizado en seco el que origina unas condiciones más

agresivas en este sentido. Por último, los valores utilizados en los parámetros de corte

juegan un papel muy importante [10].

Por otro lado, el cumplimiento de los requisitos necesarios para que un producto pueda

desempeñar la función para la cual fue diseñado garantizará la calidad del producto

final. De entre los requisitos de calidad exigibles a cualquier pieza uno de los más

importantes es el relacionado con la calidad superficial, la cual radica en la

6

repercusión que tiene sobre la funcionalidad de la pieza final, su vida útil y su coste de

fabricación, un aumento en las exigencias en los requisitos de calidad superficial

implica un aumento del coste de fabricación de la pieza [11].

La industria es el motor clave para el desarrollo de materiales de herramientas de corte

para mejorar la productividad, mecanizar materiales difíciles de cortar y mejorar el alto

producto terminado. Para lograr el objetivo de producción fue necesario el desarrollo

de materiales con alta resistencia al desgaste, alta dureza y buena estabilidad

química. En los últimos años, se desarrollaron recubrimientos duros de película delgada

resistentes al desgaste en una sola capa o en varias capas, lo que brinda un gran

avance en la industria del corte de metales. Sin embargo el costo en el uso de insertos

de corte especializados en el maquinado de materiales duros, es elevado [12].

En los últimos años, el mecanizado en seco es la opción preferida sobre el mecanizado

en húmedo. Los aspectos económicos y la mayor responsabilidad ecológica, así como

los resultados de las últimas investigaciones que indican una influencia peligrosa de las

emulsiones atraen la atención de la industria a las tecnologías de mecanizado

alternativas, es decir, el mecanizado en seco. De la literatura, los estudios relacionados

con los mecanismos de desgaste exacto de la herramienta y el acabado de la

superficie durante el torneado del acero para herramientas de trabajo en frío D2 con

alto contenido de carbono con un nivel de dureza creciente usando insertos de WC

multicapa son limitados. Este es difícil de mecanizar debido a su alto contenido de

carbono y alto contenido de cromo y por lo tanto la maquinabilidad es pobre. Es

importante conocer los resultados cuando se usan herramientas de carburo

recubiertas, principalmente por razones económicas, aunque de otro modo se puede

mecanizar con costosas herramientas de cerámica y de nitruro de boro cúbico (CBN)

[12].

Existe la necesidad de investigar la maquinabilidad del acero endurecido utilizando

insertos de carburo revestido de bajo costo en detalles para explorar su factibilidad en

la aplicación en torneado duro en ambientes secos [13]. La gran competitividad

empresarial que actualmente convive en el sector industrial hace que la reducción de

costes sea una condición indispensable en la programación de la producción. En los

7

costes relativos a la herramienta de corte, éstos se ven aumentados cuando el material

a mecanizar tiene una gran dureza ya que el cambio de herramienta se realizará con

menores intervalos, de igual forma la exigencia en la calidad superficial suele también

afectar el costo de fabricación.

El emprendimiento de esta investigación radica en su contribución en el campo de la

manufactura, en maquinados de alta velocidad, implementando un modelo

experimental de optimización para minimizar el desgaste del flanco de la herramienta

de corte y de la rugosidad superficial maquinada en un proceso de torneado duro en

seco, que permita en el sector industrial de maquinados un beneficio, en cuanto a la

disminución de tiempo y costo de operación, en el uso de insertos de WC recubiertos

(PVD o CVD) de bajo costo.

1.4. OBJETIVO GENERAL.

Realizar un análisis experimental mediante una técnica de optimización que permita

minimizar el desgaste de flanco de la herramienta de corte y de la rugosidad superficial

maquinada en un proceso de torneado en seco de un acero endurecido AISDI D2 65

HRC con insertos WC recubiertos mediante PVD y CVD, considerando la interrelación

con parámetros de maquinado, material a maquinar, propiedades y geometría de la

herramienta de corte y formación de viruta.

1.5. OBJETIVOS ESPECIFICOS.

1. Desarrollar un modelo de optimización experimental empleando la técnica

de Taguchi, el análisis de varianza ANOVA, el método de superficie de

respuesta (RMS) y modelos de regresión, para minimizar el desgaste del

flanco de la herramienta de corte y rugosidad superficial maquinada, en

función de parámetros de maquinado, material a maquinar, propiedades y

geometría de la herramienta de corte y formación de viruta, originadas

durante un proceso de torneado en seco.

2. Establecer una metodología de investigación que incluya experimentos de

maquinados y caracterización, guiados, para validar y evaluar el desarrollo

del modelo de optimización.

8

3. Analizar la influencia de los parámetros de maquinado como: velocidad de

corte, tasa de avance y profundidad de corte, propiedades de la

herramienta de corte y del material a maquinar, así como la formación de

viruta, sobre la rugosidad superficial y el desgaste de la herramienta de

corte, durante el torneado en seco del AISI D2 (65 HRC).

4. Estudiar la relación entre el desgaste de la herramienta de corte y rugosidad

superficial, en términos de los parámetros de corte planteados.

5. Obtener de acuerdo con los estudios experimentales, los parámetros

óptimos de maquinado, que minimicen la rugosidad de la superficie

maquinada y el desgaste de la herramienta de corte.

1.6. HIPÓTESIS.

En un proceso de torneado en seco de un acero AISI D2 65 HRC con inserto WC

recubierto por PVD o CVD, se pueden optimizar parámetros de corte para disminuir el

desgaste del flanco de la herramienta de corte y la rugosidad superficial maquinada.

9

2.1. PROCESO DE CORTE.

El corte de metal es el mecanismo mediante el cual se lleva a cabo el proceso de

fabricación llamado mecanizado. El mecanizado consiste en obtener un producto a

partir de un bloque inicial de materia prima, eliminando material mediante diversos

tipos de máquinas herramienta. Las primeras publicaciones enfocadas en la formación

de la viruta se hicieron entre las décadas de 1870 y 1880 (Time y Tresca). En estos

trabajos se propusieron ideas fundamentales como la importancia de la fricción entre

herramienta y pieza en el proceso de formación de la viruta [6].

En 1907 F. W. Taylor planteó en su trabajo “On the art of cutting metals” la relación entre

la vida de la herramienta de corte y los fenómenos térmicos en el mecanizado. Lo hizo

por medio de una ecuación empírica que estima la vida de la herramienta en base a

una vida de herramienta referencial, multiplicada por un factor que es función de la

velocidad de corte elevada a una constante empírica. En la década de 1920 Carl J.

Salomon desarrolla el concepto de Mecanizado de Alta Velocidad en Hannover

Alemania. Plantea la hipótesis de que conforme aumenta la velocidad de corte la

temperatura crece, alcanza un máximo y luego decrece. Para ese entonces ya se

habían desarrollado los aceros de alta velocidad (Taylor y White en 1900 - 1910) y super

alta velocidad (1920) [14].

El análisis de los procesos de mecanizado de metales brinda al investigador toda una

gama de posibilidades para el desarrollo de nuevas ideas que lleven a una mejor

comprensión de este conjunto de fenómenos complejos que es el corte de metales.

Los esfuerzos realizados por comprender mejor el proceso de corte de metales no han

sido pocos a lo largo de la historia y en las últimas décadas. Sin embargo, el proceso

de mecanizado representa todavía un reto para la investigación científica, la

complejidad de los fenómenos que encierra el corte de metales hace que la

investigación en todos estos campos siga en vigencia actualmente.

10

2.1.1. Maquinabilidad.

La maquinabilidad se define como la respuesta de un metal al mecanizado, que da

lugar a una larga duración de la herramienta en comparación con otros materiales,

proporcionando un buen acabado superficial, generando viruta fragmentada, y

dando lugar a piezas con precisión dimensional adecuada, obtenidas al menor coste

y con el menor consumo de energía. De acuerdo con E. M. Trent y P. K. Wrigth [15], la

maquinabilidad se debe asociar con la facilidad con la que un material puede ser

mecanizado, bajo unas condiciones de operación dadas (velocidad de corte,

avance, profundidad de corte, lubricación, etc). También se refiere a esta propiedad

como una medida de la respuesta de un material cuando se mecaniza con un

material de herramienta determinado, para una vida aceptable de la misma y

proporcionando un acabado superficial y unas características funcionales aceptables

en los componentes fabricados.

T. Childs [16], se refiere a la maquinabilidad de un metal como la facilidad para lograr

una producción requerida de mecanizado de componentes en relación con el coste.

Habitualmente se considera que un proceso de mecanizado está afectado por una

serie de variables; unas tienen carácter de variables de entrada, es decir, se trata de

variables independientes o controlables externamente. Otras, denominadas variables

dependientes, son el resultado o salida del proceso de corte. La maquinabilidad

dependerá, en primer término, de las variables de entrada o impuestas al proceso, y

que afectarán al resultado de las variables de salida obtenidas. En la Figura 2.1 se

muestra un esquema con distintas variables que intervienen en los procesos de

mecanizado.

Figura 0.1. Variables involucradas en el proceso de mecanizado [4].

11

Para hacer frente a esta compleja situación, el enfoque adoptado de forma habitual

en la bibliografía consultada es analizar el comportamiento durante el mecanizado de

las distintas aleaciones metálicas siguiendo alguno de los siguientes criterios [3, 4, 5],

basados en las variables de salida del mecanizado, Figura 2.1:

Acabado superficial

Desgaste y vida de la herramienta

Morfología de la viruta

Temperatura de corte

Fuerza y potencia de corte

En definitiva, la maquinabilidad puede ser definida como la relativa facilidad al corte

que presenta un determinado material, con una herramienta prefijada y para una

combinación de criterios establecidos. Con frecuencia, la correcta y completa

evaluación de la maquinabilidad de un material no puede ser obtenida considerando

un único criterio, siendo necesaria la combinación de varios de forma simultánea.

Existe gran cantidad de trabajos orientados en esta dirección, aunque presentan una

metodología bastante compleja y de difícil aplicación práctica. Los estudios actuales

están dirigidos al desarrollo de técnicas que permitan determinar cuáles son los

factores que influyen en la evaluación del mecanizado de un determinado material y

para una operación de mecanizado dada, como se muestra en la Figura 2.2 [8].

Figura 0.2. Factores y criterios de maquinabilidad [21].

12

2.1.2. Maquinado a alta velocidad (HSM).

El mecanizado de alta velocidad es un concepto que implica mucho más que el

mecanizado a altas velocidades de corte. De hecho, es un proceso de mecanizado

completamente diferente, los equipos y herramientas son más costosos y más

avanzados, requiere de operadores que tengan mayor protección y más

entrenamiento [18]. El HSM es un término difícil de definir debido a una serie de factores

decisivos incluyendo las propiedades del material, la disponibilidad de los materiales

para herramientas adecuadas, disponibilidad de rangos de velocidades y avances en

las máquinas herramienta. Básicamente, existen cuatro opciones diferentes para

definir el HSM: la operación de corte, el material de trabajo, la estabilidad y las fuerzas

de corte.

La literatura diferencia el rango de alta velocidades utilizadas para cada material y en

función de la operación que se va a ejecutar [19]. Esto se puede observar en la Figura

2.3.

Figura 0.3. Velocidad de corte alcanzable en función del: a) tipo de operación de mecanizado

y b) material de trabajo. [20].

El mecanizado de alta velocidad tiene muchas ventajas como las que se describen a

continuación: reduce el coeficiente de fricción en la interfaz material – herramienta,

mejora la calidad superficial, reduce las fuerzas de corte, además el mecanismo de

desgaste predominante es la difusión por lo que hay que utilizar recubrimientos en las

herramientas que garanticen pasividad química, es un proceso más estable al generar

menos vibraciones y el proceso tiene una alta productividad [10, 11, 12]. La Tabla 2.1

muestra estos beneficios relacionados con su campo de aplicación.

13

Tabla 0.1. Beneficios y aplicaciones del HSM [8].

A pesar de los beneficios, las severas condiciones tribológicas a favor de los

mecanismos de desgaste en el mecanizado de alta velocidad reducen drásticamente

la vida de la herramienta por lo que se debe prestar atención a la predicción del

desgaste.

2.2. INSERTOS WC CON RECUBRIMIENTO SUPERFICIAL.

Para alcanzar una vida útil de la herramienta de corte aceptable fue necesario el

desarrollo de materiales con alta resistencia al desgaste, alta dureza y buena

estabilidad química. Dentro de los materiales para herramientas de corte empleados

usualmente para mecanizar los metales, el acero de corte rápido es recomendable

bajo algunas condiciones para el mecanizado de aleaciones de aluminio y cobre, los

carburos y los cermet para aceros al carbono, aleados, inoxidables y aleaciones con

base de níquel, las cerámicas para el hierro fundido y el nitruro de boro cúbico para

los aceros endurecidos, aceros para matrices y para aleaciones de níquel [15]. A estas

herramientas de corte se le suministran recubrimientos para mejorar su rendimiento. Los

recubrimientos son materiales que se aplican en las herramientas de corte para

aumentar su vida útil, entre las características principales se pueden mencionar: alta

resistencia al desgaste, buena adherencia al sustrato y resistencia al desgaste químico.

Carburos, el popular material de herramienta de corte desarrollado en 1928 para lograr

altas tasas de producción. El material de la herramienta debe exhibir una

conductividad térmica baja en la superficie para resistir la entrada de calor y alta en

el núcleo para disipar rápidamente el calor ingresado. Ningún material de herramienta

14

tiene estas propiedades duales de conductividad térmica. Este concepto trae al

desarrollo los insertos de carburo recubierto. En los últimos años, se desarrollaron

recubrimientos duros de película delgada resistentes al desgaste en una sola capa o

en varias capas, lo que brinda un gran avance en la industria del corte de metales.

Normalmente, la capa interna garantiza una buena adhesión al sustrato, una o más

capas intermedias aseguran la dureza y la resistencia del recubrimiento [12].

Las capas intermedias se eligen de tal modo que la capa de transición formada entre

cualquiera de ellas permite la mejor adhesión mutua. Mientras que la capa externa

asegura buenas propiedades tribológicas, es decir, bajo coeficiente de fricción y, por

lo tanto, reduce la tendencia de adherencia en la cara de desprendimiento La

aplicación del revestimiento duro y resistente al desgaste en las herramientas de corte

comenzó a principios de 1970 y hoy en día se recubren casi el 50% de HSS, 85% de

carburo y 40% de herramientas súper duras utilizadas en la industria y se encuentra al

CVD como el principal proceso de recubrimiento. La combinación de recubrimiento

blando y duro es adecuada para el mecanizado en seco en etapas recientes de

desarrollo e investigación.

Los tres materiales más comunes utilizados como recubrimientos son el Ti (N, C), el Al2O3

y el TiN, éstos son de propósito general. El TiN le aporta resistencia al calor y un bajo

coeficiente de fricción, el Al2O3 permite que se mantenga inerte químicamente y

además suministra resistencia al calor y al desgaste de cráter y por último el Ti (N, C) le

proporciona resistencia al desgaste y estabilidad térmica [14, 15]. La selección de los

parámetros de mecanizado adecuados es difícil y depende en gran medida de la

experiencia de los operadores y de las tablas de parámetros proporcionadas por los

fabricantes de herramientas de corte. Por lo tanto, la optimización de los parámetros

es de gran importancia cuando la economía y la calidad de la pieza juega un papel

fundamental [7].

15

2.3. MORFOLOGÍA DE LA VIRUTA.

Las características morfológicas de la viruta obtenida durante el mecanizado pueden

afectar a la integridad superficial de la pieza mecanizada, a su precisión dimensional,

a la vida de la herramienta y a la continuidad del proceso. Por ello, la monitorización

y control de la viruta es un aspecto a tener en cuenta en la mejora del rendimiento de

los procesos de mecanizado [26].

De este modo, es necesario estudiar qué variables afectan al proceso de formación

de viruta y los valores de dichas variables que dan lugar a un tipo de morfología de

viruta concreta. Lo ideal sería obtener una tipología de viruta que se evacúe de la

zona de corte de forma fácil y segura, de forma que no afecte a la integridad

superficial de la pieza ni a la integridad de la herramienta y la máquina-herramienta

[27]. Además, no debe alterar la estabilidad del proceso. La forma en que se segmenta

la viruta puede dar lugar a vibraciones indeseables que originen fluctuaciones en la

fuerza de corte y en la calidad superficial obtenida, además de poder originar un fallo

prematuro de la herramienta como consecuencia de la aparición de vibraciones de

alta frecuencia.

La morfología de viruta obtenida depende fundamentalmente de los parámetros de

corte (velocidad de corte, avance y profundidad de corte), de la geometría de la

herramienta y su posición relativa con respecto a la pieza, y de las propiedades del

material a mecanizar. En este sentido, se encuentran numerosos estudios destinados a

determinar su influencia sobre el proceso de formación de viruta [28]. Existen diversos

criterios que intentan realizar una clasificación de la viruta, estableciendo una relación

con los parámetros de corte aplicados, así como con los resultados obtenidos. Los más

habituales son aquellos que la clasifican teniendo en cuenta el mecanismo de

deformación y fractura de la misma, o aquellos que atienden a su tamaño y forma

[29]. Independientemente del criterio utilizado, se pueden distinguir dos superficies

claramente diferenciadas en la viruta: la primera de ellas es la que ha estado en

contacto con la cara de desprendimiento de la herramienta, presenta un aspecto

brillante o bruñido debido al rozamiento; la segunda, que no ha estado en contacto

con la herramienta, presenta un aspecto irregular y áspero [30].

16

Atendiendo al criterio de clasificación basado en la forma en la que el material se

deforma y fractura, se tienen los siguientes tipos de viruta, Figura 2.4: fragmentada,

continua, y segmentada.

La viruta fragmentada aparece normalmente cuando se aplica una fuerza que supera

el límite de rotura del material. Las bajas velocidades de corte, los altos avances y

profundidades de corte y la elevada fricción viruta–herramienta promueven la

aparición de este tipo de viruta. Por su discontinuidad, originan fluctuaciones en las

fuerzas de corte, existiendo tendencia a la vibración. La superficie mecanizada

presenta un aspecto irregular, por lo que va asociada a malos acabados superficiales.

Este tipo de viruta se evacua fácilmente de la zona de corte y es cómoda de recoger

y almacenar para su posterior reciclado [21, 22].

Figura 0.4. Tipos de viruta: a) Fragmentada, b) Continua, c) Segmentada. [17].

La viruta continua se origina por cizalladura pura del material al deslizar por la cara de

desprendimiento, cuando se mecanizan materiales dúctiles con velocidades de corte

medias o altas, y con avances y profundidades de corte moderadas. La reducción del

rozamiento herramienta – viruta y los filos de corte agudos también favorecen su

aparición [21, 22]. Suelen ir acompañadas de un buen acabado superficial, pero no

son siempre deseables. En ocasiones tiende a enredarse en el portaherramientas, la

pieza o el propio cabezal de la máquina, formando los denominados “nidos de viruta”,

Figura 2.5, que dan lugar a interrupciones en el proceso de corte y a un deterioro de

la calidad superficial de la pieza maquinada [17, 20].

17

Figura 0.5. Formación de nidos de viruta [31].

Las virutas segmentadas son virutas semicontinuas, con aspecto de diente de sierra,

que suelen aparecer en el mecanizado de materiales con baja conductividad térmica

y cuya resistencia disminuye rápidamente con la temperatura [30]. Suele provocar

variaciones periódicas en las fuerzas de corte que repercuten de forma negativa en el

acabado superficial y en el desgaste de la herramienta [32].

Otro criterio habitual de clasificación de la viruta es el reflejado en la norma ISO 3685

[33], basado en el tamaño y forma de la viruta, se clasifican las virutas en ocho grupos,

atendiendo a su forma. Cada uno de esos grupos se subdivide a su vez en subgrupos

en función del tamaño y sus características físicas, Tabla 2.2. Esta clasificación se ha

utilizado como criterio de maquinabilidad debido a su estrecha relación con la calidad

de acabado superficial obtenida. La obtención de virutas cortas es considerada para

una aleación con maquinabilidad favorable. Las virutas largas o enredadas equivalían

a una aleación con una maquinabilidad desfavorable. Sin embargo, esta norma está

basada en resultados experimentales realizados sobre piezas de acero y fundición.

18

Tabla 0.2. Tipología de viruta según ISO 3685 [33].

Adicionalmente, para cierto tipo de virutas, se indica la dirección del flujo de la viruta

y su forma de rotura, Figura 2.6.

Figura 0.6. Clasificación de la viruta según su dirección de salida [33].

19

2.4. DESGASTE Y VIDA DE LA HERRAMIENTA DE CORTE.

Desde el inicio de la industria del corte de metales el desgaste de la herramienta ha

sido una permanente preocupación. La influencia del desgaste de herramientas en el

costo y en la productividad del mecanizado de metales es importante y debe

considerarse en la planificación de la producción y la calidad de producto. Se han

realizado extensos estudios encaminados a entender las causas del desgaste y su

evolución en el tiempo, desarrollándose ecuaciones empíricas para predecir la vida

de la herramienta, y modelos analíticos que, tomando en cuenta los diversos

mecanismos de desgaste, intentan describir su evolución durante un proceso de corte

y predecir el grado de desgaste de las herramientas [1, 3].

Durante el proceso de corte la herramienta se encuentra sometida a condiciones muy

agresivas, desde el punto de vista mecánico y térmico. La acción combinada de las

elevadas temperaturas y los esfuerzos mecánicos dan lugar a la alteración de la

geometría y las propiedades físicas y químicas de la herramienta, originándose su

desgaste [34]. La vida de la herramienta de corte se puede definir como el tiempo

durante el cual la herramienta es capaz de mantener su geometría y propiedades

iniciales, de forma que se obtengan piezas que cumplan los requisitos de calidad

impuestos en las especificaciones de diseño. Por lo tanto, desgaste y vida de la

herramienta son conceptos íntimamente ligados [6].

Los factores que influyen sobre el desgaste de la herramienta son numerosos y de

diversa índole. Depende del material que se esté mecanizando (composición,

microestructura, dureza, acabado superficial al inicio del mecanizado, etc.) y de las

propias características de la herramienta de corte (geometría y propiedades del

material). Las condiciones de lubricación son también fundamentales, siendo el

mecanizado en seco el que origina unas condiciones más agresivas en este sentido.

Así mismo, los valores utilizados en los parámetros de corte juegan un papel muy

importante, en especial la velocidad de corte [10].

20

La mayoría de los modelos propuestos no reproducen las tendencias experimentales

de evolución del desgaste y requieren de un considerable número de ensayos en el

laboratorio para su calibración. La aplicabilidad de los modelos de desgaste funciona

bajo determinadas condiciones de corte y combinación de materiales. Todas estas

limitantes es parte de la complejidad del fenómeno del desgaste y no existe en la

actualidad un modelo de desgaste, numérico o analítico, que sea de aplicación

general. Por lo cual, la investigación en el área del desgaste de herramientas es una

línea vigente [6].

La pérdida de material generalmente se evidencia por una modificación en la

geometría desgastada. N. P. Suh y N. Saka [35], mencionan que el desgaste en una

herramienta de corte no siempre implica una modificación de su geometría, por

ejemplo si la herramienta de corte ha alcanzado cierto grado de fragilización debe ser

sustituida no importa cuánto material se haya perdido o cuanto haya cambiado su

geometría de corte.

2.4.1. Mecanismos de desgaste.

Durante el proceso de mecanizado, la herramienta se encuentra sometida a grandes

esfuerzos mecánicos y térmicos, así como expuesta al efecto de la corrosión. Estas son

las causas fundamentales que dan lugar a los distintos mecanismos de desgaste de la

herramienta. Este desgaste suele ser progresivo, aunque en condiciones extremas, bien

por fluencia a alta temperatura, por fatiga o por rotura frágil, se puede originar el

denominado fallo instantáneo o fallo catastrófico de la herramienta. Este último

extremo se puede evitar utilizando materiales de herramientas que alcancen un

adecuado equilibrio entre dureza y tenacidad. De forma general en el mecanizado

de metales existen varios mecanismos de desgaste fundamentales como son:

abrasión, adhesión, difusión, deformación plástica, y fractura del borde cortante [36].

21

El desgaste progresivo no puede ser evitado, aunque si controlado. Por lo que es

necesario conocer cuáles son los mecanismos que determinan la aparición de dicho

desgaste. Estos mecanismos se pueden clasificar en desgaste por adhesión, abrasión,

difusión, fatiga y corrosión. No actúan de forma separada sino que suelen hacerlo de

forma conjunta, teniendo mayor o menor peso sobre el desgaste final en función del

tiempo de mecanizado y la temperatura de corte generada en la intercara viruta -

herramienta [21, 22].

El desgaste por abrasión es del tipo mecánico. Tiene lugar cuando partículas de la

viruta, endurecidas por deformación, deslizan por la cara de desprendimiento de la

herramienta eliminando pequeñas cantidades del material de la herramienta debido

a la fricción. La liberación de partículas de viruta, o partículas de la propia herramienta

desprendidas en zonas cercanas al filo de corte, impactan a gran velocidad sobre la

cara de desprendimiento, originando también este tipo de desgaste.

El desgaste por adhesión es de tipo termomecánico. Las elevadas temperaturas y

esfuerzos que se ponen en juego en el proceso de corte dan lugar a la aparición de

microsoldaduras entre el material de la pieza y el de la herramienta, en la zona de

contacto entre ambas. Cuando los esfuerzos cortantes superan la resistencia a

cortadura del material más blando se produce la rotura de estas microsoldaduras,

incorporándose material de la pieza a la herramienta (desgaste por adhesión

secundaria o indirecta), o bien incorporándose el material de la herramienta a la viruta

(desgaste por adhesión primaria o directa).

En el rango de bajas temperaturas, el fenómeno de desgaste por adhesión que tiene

lugar es el de tipo indirecto. El material de menor resistencia, el de la pieza, se

desprende de la viruta y se incorpora a la herramienta. Sin embargo, para que se

produzca la incorporación de material de la herramienta a la viruta es necesario que

se reduzcan sus propiedades mecánicas. Esto ocurre al elevar la temperatura, por lo

que el desgate por adhesión directa se origina en un rango de temperaturas superior

[26], Figura 2.7.

22

Figura 0.7. Rango de actuación de los tipos de desgaste por adhesión

en función de la temperatura [26].

Los desgastes por fatiga, corrosión y difusión van adquiriendo una mayor relevancia

conforme aumenta la temperatura de corte. El aumento de la temperatura favorece,

por un lado, el trasvase de átomos de elementos de la estructura de la herramienta a

la pieza y viceversa, dando lugar al desgaste por difusión. Por otro lado, el aumento

de temperatura reduce las propiedades mecánicas de las herramientas de corte,

reduciendo su capacidad para soportar los elevados esfuerzos de compresión a los

que se encuentra sometidos, originándose la deformación del filo y un rápido deterioro

de la herramienta (mecanismo de desgaste por fatiga). Finalmente, el incremento de

temperatura favorece la reacción química entre el material mecanizado y el de la

herramienta, así como con elementos presentes en los fluidos de corte, formándose

óxidos que son arrastrados por la viruta (desgaste por corrosión) [21, 22].

2.4.2. Localización del desgaste.

La pérdida de capacidad de corte de la herramienta o desgaste progresivo tienen

lugar en dos zonas claramente diferenciadas, Figura 2.8. El desgaste en incidencia es

originado por el rozamiento entre la cara de incidencia de la herramienta y la

superficie de la pieza mecanizada, es una zona o franja de desgaste paralela a la

dirección del corte. El desgaste en desprendimiento, originado por el deslizamiento de

la viruta a través de la cara de desprendimiento de la herramienta, tiende a ajustarse

a la forma de la viruta, adoptando forma de cráter [21, 22].

23

El desgaste en herramientas de corte es un fenómeno complejo, generado por la

combinación de distintos mecanismos y que no siempre es fácil de analizar. Este

desgaste se puede presentar en el filo como fracturas y roturas, deformación plástica,

filo recrecido, pero sin duda los tipos de desgaste más comunes son desgaste de cráter

y de flanco. Los parámetros que habitualmente se utilizan para medir el desgaste son

los mostrados en la Figura 2.8. En el desgaste en incidencia (flanco) se utiliza el ancho

medio de la zona de desgaste (VB) o el ancho máximo de dicha zona (VBmáx). En el

desgaste en desprendimiento (cráter) se utiliza la profundidad del cráter (KT) [26].

Figura 0.8. Zonas de localización del desgaste en herramientas de corte y

parámetros de evaluación del desgaste [31].

El desgaste de flanco se produce en la superficie de incidencia de la herramienta. Se

caracteriza principalmente por ser abrasivo y es debido a la fricción entre la

herramienta y la superficie recién mecanizada de la pieza. Se representa por la

longitud de flanco VB y afecta a la calidad de la superficie mecanizada. Para la

evaluación de este tipo de desgaste se toma el valor promedio de VB en la superficie

desgastada. En mecanizado convencional VB suele tomarse como medida del

desgaste y criterio para reafilado o recambio de la herramienta.

El desgaste de cráter se produce en la superficie de desprendimiento de la

herramienta, y se debe al contacto con la viruta, provocándose la acción combinada

de la difusión, abrasión y adhesión entre el material de la pieza y la viruta. Se define

por su profundidad máxima KT, la extensión del cráter KB y la distancia KM tomada

desde la arista de corte hasta el punto de máxima profundidad de cráter. Alcanza su

profundidad máxima KT en el punto de máxima temperatura, y en mecanizado a alta

velocidad es la causante del debilitamiento y consecuente falla de la herramienta por

24

lo que es el criterio usado para recambio de herramienta [31]. Criterio común para

herramientas de carburo, según ISO:

1. VB = 0.3 mm, o

2. VBmáx = 0.6 mm si el desgaste de flanco es irregular, o

3. KT = 0.06 + 0.3 t1 mm, donde t1 es el avance en (mm/rev).

2.4.3. Vida de la herramienta.

Se define como el tiempo de corte que la herramienta tarda en alcanzar un cierto

criterio de vida. Este criterio puede ser un cierto nivel de desgaste de la herramienta o

estar vinculado a parámetros indicativos de la calidad de la pieza. El final de la vida

de una herramienta implica que ya no puede producir piezas con el tamaño y

acabado superficial requeridos.

El establecimiento de un criterio de vida para una herramienta implica la

monitorización del proceso de corte para estimar el desgaste de la herramienta. Dicha

monitorización puede basarse en el análisis de diferentes variables de salida del

proceso. Como variables indicadoras de desgaste se encuentran el ruido, las

vibraciones mecánicas, fuerzas de corte, potencia consumida, etc. Otra opción es la

utilización de modelos predictivos para el cálculo del desgaste o la vida de la

herramienta [37].

2.5. RUGOSIDAD SUPERFICIAL.

El cumplimiento de los requisitos necesarios para que un producto pueda desempeñar

la función para la cual fue diseñado garantizará la calidad del producto final. De entre

los requisitos de calidad exigibles a cualquier pieza uno de los más importantes es el

relacionado con la calidad superficial, la cual radica en la repercusión que tiene sobre

la funcionalidad de la pieza final, su vida útil y su coste de fabricación. Por un lado,

influirá de forma notable sobre las propiedades tribológicas, la resistencia a la fatiga o

la resistencia a la corrosión de la pieza, además de afectar a su estética final. Por otro

lado, un aumento en las exigencias en los requisitos de calidad superficial implica un

aumento del coste de fabricación de la pieza [11].

25

Se hace necesario, por tanto, optimizar todos los factores que afecten a este requisito

de calidad, con el objetivo de alcanzar las exigencias impuestas al menor coste

posible. Las exigencias de calidad superficial engloban aspectos relacionados con las

propiedades físicas y químicas de la superficie de la pieza, así como con sus

características geométricas y dimensionales. De este modo, durante el mecanizado se

producen alteraciones de las propiedades de la capa subyacente de la superficie

mecanizada que influyen de forma importante en la funcionalidad final de las piezas

mecanizadas [38]. Estas alteraciones en la integridad superficial (deformaciones

plásticas, fenómenos de recristalización, aparición de tensiones residuales, alteraciones

en la dureza, etc.) dependen de las propiedades del material a mecanizar

(microestructura, dureza, tratamiento térmico) [4].

Por ello, en el mecanizado, de forma habitual, cuando se habla de calidad superficial

se suele hacer referencia a las desviaciones geométricas de la pieza mecanizada

respecto de las especificaciones de diseño, a escala micro y macrogeométrica,

dejando habitualmente al margen las propiedades físico-químicas de la superficie

mecanizada [39]. Los factores que influyen sobre la calidad superficial y, por tanto,

sobre la rugosidad superficial, son numerosos y su estudio es complejo. Entre ellos están

las propiedades del material mecanizado, la geometría de la pieza, las características

de la herramienta de corte y de la máquina–herramienta, los parámetros de corte

empleados, las condiciones de lubricación, las vibraciones generadas, fricción y calor

generados durante el corte, aparición de filo recrecido, fuerzas necesarias, etc., Figura

2.9, [40].

26

Figura 0.9. Factores que afectan la calidad superficial de las piezas mecanizadas [41].

De entre estos factores, los que mayor repercusión tienen en la calidad de acabado

superficial obtenido, según avalan la experiencia y los estudios experimentales, son

[41]:

Los errores de montaje y posicionamiento de la herramienta.

La variación periódica de la rigidez del sistema pieza – herramienta - máquina

herramienta.

El desgaste de la herramienta

Aparición del filo recrecido

Falta de uniformidad en las condiciones de corte durante el mecanizado

(velocidad de corte, tasa de avance y profundidad de corte).

Aunque frecuentemente se estudia el efecto individual de cada uno de estos factores

sobre el acabado superficial, hay que tener en cuenta su efecto conjunto, dada la

fuerte interrelación existente entre las distintas variables. Así, por ejemplo, el desgaste

de la herramienta afectará a la calidad superficial de varias formas. Por un lado, las

irregularidades del filo de corte dejarán trazas en la superficie mecanizada, por otro

lado, el desgate originará vibraciones y alteraciones en las condiciones de corte y

fuerzas de corte, empeorando el resultado obtenido [39].

27

Dada la influencia directa que tienen los parámetros de corte (avance, velocidad de

corte y profundidad de corte) sobre aspectos como el desgaste, las fuerzas de corte

o la formación del filo recrecido, resulta evidente que deben ser las primeras variables

a tener en cuenta en los estudios sobre la calidad de acabado superficial.

La mayoría de los estudios existentes al respecto señalan al avance como el parámetro

de mayor influencia. El efecto desfavorable del aumento del avance sobre la calidad

de acabado superficial está claramente contrastado. En cuanto a la velocidad de

corte, su influencia suele ser menor, produciendo su aumento en algunos casos mejoras

y en otros empeoramientos de la calidad de acabado. La profundidad de corte es la

que normalmente menos influencia tiene sobre el resultado final [42].

En cuanto a las desviaciones microgeométricas, la variable más utilizada para su

evaluación suele ser la rugosidad media aritmética, Ra, definida en la norma UNE-EN

ISO 4287 [43], como la media aritmética de los valores absolutos de las ordenadas Z(x)

comprendidas en una longitud de muestreo, Figura 2.10, obteniéndose su valor

mediante la ecuación (2.1), donde l es la longitud de muestreo:

1

0( )

l

a lR Z x dx= (2.1)

Figura 0.10. Perfil de rugosidad [30].

Existen cuatro grandes grupos de modelos predictivos para la determinación de la

rugosidad superficial maquinada [41]:

Modelos analíticos, basados en la teoría del mecanizado.

28

Modelos empíricos, basados en la investigación experimental de los efectos de

uno o varios factores sobre la rugosidad superficial.

Modelos empíricos, basados en el diseño de experimentos.

Modelos basados en técnicas avanzadas de inteligencia artificial.

2.6. MÉTODO DE TAGUCHI PARA OPTIMIZACIÓN.

La filosofía de Taguchi [44], desarrollada por el Dr. Genichi Taguchi, es una herramienta

eficiente para el diseño de un sistema de fabricación de alta calidad. Se trata de un

método basado en experimentos sobre Matrices Ortogonales (OA), que proporciona

una varianza muy reducida para el experimento que resulta en un ajuste óptimo de los

parámetros de control del proceso. La OA proporciona un conjunto de experimentos

bien balanceados (con menos número de corridas experimentales) y las relaciones

señal/ruido de Taguchi (S/N), que son funciones logarítmicas de la salida deseada;

sirven como funciones objetivas en la optimización de procesos. Adoptando el

enfoque de Taguchi, el número de exploraciones analíticas requeridas para desarrollar

un diseño robusto se reduce significativamente, con el resultado de que tanto el

tiempo total de la prueba como los costos experimentales son minimizados [39, 40].

Esta técnica ayuda en el análisis de datos y predicción de resultados óptimos. Para

evaluar la configuración óptima de los parámetros, el método de Taguchi utiliza una

medida estadística de rendimiento denominada relación señal-ruido. La relación S/N

es la relación entre la media (señal) y la desviación estándar (ruido). La relación

depende de las características de calidad del producto/proceso a optimizar. Taguchi

define tres diferentes formas de desviación de las medias cuadráticas (MSD) con el

estadístico razón S/N, dependiendo del objetivo: Nominal-es-Mejor (NB), Más bajo-el-

mejor (LB) y Más alto-el-Mejor (HB). El ajuste óptimo es la combinación de parámetros,

que tiene la relación S/N más alta [44].

La relación S/N que viene bajo una característica “más–bajo-es-mejor”, que se puede

calcular como la transformación logarítmica de la función de la pérdida es dada por

la ecuación (2.2) [45]:

29

�� = −10�� 1� � ���

��� � (2.2)

Donde n es el número de observaciones, yi es el valor de respuesta de un tratamiento

i. La característica “más–bajo-es-mejor”, con la transformación de relación S/N

anterior, se busca maximizar el valor de la razón S/N para obtener las condiciones de

operación más robustas y que es adecuada para minimizar la rugosidad de la

superficie y desgaste de la herramienta de corte, respectivamente, por lo cual esta

característica es considerada en el análisis de parámetros de corte en este trabajo de

tesis Doctoral.

2.7. ANÁLISIS DE VARIANZA (ANOVA).

El análisis de varianza (ANOVA), se refiere en general a un conjunto de situaciones

experimentales y procedimientos estadísticos para el análisis de respuestas

cuantitativas de unidades experimentales. El problema más sencillo de ANOVA se

conoce como el análisis de varianza de un solo factor o diseño completamente al azar,

éste se utiliza para comparar dos o más tratamientos, dado que sólo consideran dos

fuentes de variabilidad, los tratamientos y el error aleatorio [46].

El objetivo principal del ANOVA es la aplicación de una técnica estadística para

identificar el efecto de los factores. Los resultados del ANOVA pueden determinar muy

claramente el impacto de cada factor en las salidas e identificar los parámetros del

proceso que son estadísticamente significativos. Se denomina factor a la variable que

ejerce una influencia sobre la variable estudiada a la que se denomina dependiente

[47].

El análisis de los resultados experimentales de la variable de salida a través del diseño

experimental de Taguchi se realiza con el ANOVA, para determinar el factor que influye

significativamente en dicha variable dependiente. El análisis que se realiza mediante

el ANOVA sigue los siguientes pasos [47]:

30

a) Cálculo de la suma de cuadrados de cada uno de los factores principales y de

las interacciones estimables.

b) Cálculo de la suma de cuadrados del error y de la suma de cuadrados del total.

c) Cálculo de los grados de libertad de los factores principales e interacciones.

d) Cálculo de los cuadrados medios de los factores principales, interacciones y

error.

e) Evaluación del estimador F para todos los factores principales e interacciones,

a partir de los cuadrados medios de los factores y error.

f) Definición de un nivel de significación α que determina un nivel de confianza (1-

α) * 100% y evaluación del valor de la distribución F de Snedecor para cada uno

de los factores e interacciones.

g) Comparación de los valores de los estimadores F calculados y el valor de Fα,

aceptando la hipótesis en los casos en los que Fα es superior al estimador F o el

valor P es superior a α.

31

3.1. ESTUDIOS DESARROLLADOS SOBRE EL MECANIZADO DEL ACERO AISI D2

ENDURECIDO CON INSERTOS WC RECUBIERTOS.

En general, el punto más importante en los procesos de mecanizado es la

productividad, lograda al cortar la mayor cantidad de material en el período de

tiempo más corto usando herramientas con mayor tiempo de vida. La combinación

de todos los parámetros involucrados en el proceso de mecanizado para maximizar la

productividad es, sin embargo, una tarea muy compleja y se vuelve mucho más difícil

cuando se trabaja en el corte a alta velocidad en aceros endurecidos. En general, al

mecanizar acero con herramientas de carburo recubiertas, se producen diferentes

mecanismos de desgaste de la herramienta, tales como: abrasión, adhesión,

oxidación e incluso cierta difusión, que actúan simultáneamente y en proporciones

que dependen principalmente de la temperatura [48].

La tarea de definir cuál de esos mecanismos es el predominante se ha convertido en

un proceso muy complejo. Sin embargo, se han realizado algunas investigaciones

relacionadas a la velocidad de corte con los mecanismos de desgaste y se han

publicado algunos resultados importantes. Por ejemplo, el aumento de la temperatura

en la zona de corte ocurre básicamente debido al aumento de la velocidad de corte

[49].

El torneado duro es un proceso de corte de piezas de trabajo que tienen niveles de

dureza en el rango de 45 - 65 HRC. Un ejemplo es el acero AISI D2, que es un acero

para herramientas con alto contenido de carbono y cromo aleado, con una cantidad

menor de molibdeno y vanadio. Este acero se caracteriza por una alta resistencia al

desgaste, y se puede usar en el estado de endurecimiento medio (52 - 56 HRC) para

embutición profunda, laminación, punzonado y extrusión. Desde finales de la década

de 1970, el torneado duro de aceros endurecidos como el D2 ha sido técnica y

económicamente competitivo para el rectificado cilíndrico. Los principales beneficios

del torneado duro en comparación con el rectificado cilíndrico provienen de la

flexibilidad del proceso y la economía. El torneado duro, en seco, elimina el costo de

32

eliminación y reciclaje de los refrigerantes. Se ha descubierto que las superficies

torneadas pueden tener una larga vida de fatiga con un acabado de superficie

equivalente [9].

La industria es el motor clave para el desarrollo de materiales de herramientas de corte

para mejorar la productividad, mecanizar materiales difíciles de cortar y mejorar el alto

producto terminado. En los últimos años, el mecanizado en seco es la opción preferida

sobre el mecanizado en húmedo. Los aspectos económicos y la mayor responsabilidad

ecológica, así como los resultados de las últimas investigaciones que indican una

influencia peligrosa de las emulsiones atraen la atención de la industria a las

tecnologías de mecanizado alternativas, es decir, el mecanizado en seco. De la

literatura, los estudios relacionados con los mecanismos de desgaste exacto de la

herramienta y el acabado de la superficie durante el torneado del acero para

herramientas de trabajo en frío D2 con alto contenido de carbono con un nivel de

dureza creciente usando insertos de WC multicapa son limitados. Este es difícil de

mecanizar debido a su alto contenido de carbono y alto contenido de cromo y por lo

tanto la maquinabilidad es pobre. Es importante conocer los resultados cuando se usan

herramientas de carburo recubiertas, principalmente por razones económicas,

aunque de otro modo se puede mecanizar con costosas herramientas de cerámica y

de nitruro de boro cúbico (CBN) [12].

En las últimas décadas, se han desarrollado recubrimientos duros de película delgada

resistentes al desgaste en una sola capa o en varias capas, lo que brinda un gran

avance en la industria del corte de metales. Los parámetros de corte pueden

especificarse según la dureza de los materiales y la rugosidad superficial de una pieza

de trabajo. Las ventajas en el mecanizado de materiales con mayor dureza son la

disminución de los costos de mecanizado, el ahorro de tiempo, la mejora de la calidad

superficial y la eliminación de las deformaciones en las piezas causadas por la

temperatura [50].

33

La literatura actual informa de muchas investigaciones que usan herramientas de

nitruro de boro cúbico policristalino (PCBN) y de cerámica, en acero endurecido, pero

el trabajo de investigación llevado a cabo por insertos de carburo revestidos multicapa

en torneado duro es muy limitado. Por lo tanto, existe la necesidad de investigar la

maquinabilidad del acero endurecido utilizando insertos de carburo revestido de bajo

costo en detalles para explorar su factibilidad en la aplicación en torneado duro en

ambientes secos [13].

A. K. Sahoo y B. Sahoo [12] evaluaron el rendimiento de los insertos de carburo sin

recubrimiento y con recubrimiento multicapa con respecto al desgaste del flanco y la

rugosidad de la superficie. Observaron una menor rugosidad superficial mecanizada

en el inserto revestido con TiN que el carburo no revestido en el torneado del acero D2.

Considerando que esto puede atribuirse debido a la alta dureza, resistencia al

desgaste, bajo coeficiente de fricción y altas propiedades de barrera de difusión del

material revestido con TiN. La progresión del desgaste del flanco para el inserto de

carburo revestido con TiN multicapa fue estable sin ninguna falla prematura por

astillado y fracturamiento. La abrasión es el mecanismo dominante de desgaste. La

vida de la herramienta del inserto revestido con TiN es aproximadamente 30 veces

mayor que el inserto de carburo sin recubrimiento en condiciones de corte similares. La

eliminación del volumen de la viruta mecanizada es 30 veces mayor que la del inserto

de carburo sin recubrimiento en el mecanizado y, por lo tanto, aumenta la

productividad.

J. P. Davim y L. Figueira [51] realizaron experimentos en acero de trabajo en frío AISI D2

con herramienta de cerámica e investigaron la evaluación de la maquinabilidad en

torneado duro utilizando métodos estadísticos. Concluyeron que la velocidad de

alimentación influye fuertemente en la presión de corte específica, el desgaste de la

herramienta está influenciado por la velocidad de corte (57.4%) y en menor grado, por

el tiempo de corte (13.4%). El desgaste de flanco excesivo de la herramienta de corte

existente en las herramientas de cerámica, que trabajan con una alta velocidad de

corte, tiene una reducción correspondiente en la rugosidad superficial. De igual forma,

la Ra está influenciada por la velocidad de avance (29.6%) y el tiempo de corte (32%).

El uso de herramientas cerámicas con parámetros de mecanizado adecuados en el

34

torneado duro del acero para herramientas de trabajo en frío D2 (44 HRC) permite una

rugosidad superficial (Ra < 0.8 µm) que corresponde a una alta precisión dimensional

(IT < 7 construcción de precisión mecánica) sin necesidad de operaciones de

rectificado cilíndrico.

T. Özel et al. [50] observaron que los valores de rugosidad superficial son bajos, del

orden de 0.18 - 0.20 µm con insertos de cerámica del tipo wiper (forma de filo del inserto

para autolimpiar la viruta) durante el torneado duro del acero AISI D2 (60 HRC). El

desgaste del flanco de la herramienta alcanza alrededor de 15 minutos, teniendo en

cuenta los criterios de desgaste del flanco de 0.3 mm a altas velocidades de corte

debido a temperaturas elevadas.

V. N. Gaitonde et al. [52] realizaron un diseño de experimento del tipo factorial

completo, revelando que el inserto cerámico tipo wiper CC650WG funciona mejor con

referencia a la rugosidad de la superficie y al desgaste de la herramienta, mientras que

el inserto cerámico convencional CC650 es útil para reducir la fuerza de mecanizado,

la potencia y la fuerza de corte específica durante el torneado del acero AISI D2. La

Ra es mínima en valores bajos de profundidad de corte (ap) y el tiempo de maquinado

para ambos insertos, mientras que la mínima Ra ocurre con ap = 0.4 mm en el torneado

duro con insertos cerámicos del tipo GC6050WH. El desgaste de la herramienta

disminuye al incrementar la ap por arriba de 0.4 mm y ligeramente incrementa en el

caso de los insertos CC650 y GC6050WH. Por otro lado, el desgaste (VB) incrementa

linealmente con la ap en el caso del inserto CC650WG. Concluyendo finalmente que,

para un tiempo específico de maquinado, el efecto de la variación de la profundidad

de corte es diferente para distintos aspectos de maquinabilidad y depende de los tipos

de insertos empleados.

V. N. Gaitonde et al. [53] mediante modelos matemáticos basados en el método de

superficie de respuesta (RMS) modelaron aspectos de la maquinabilidad como (fuerza

de maquinado, potencia, fuerza especifica de corte y desgaste de la herramienta) en

el torneado duro de acero para herramienta de trabajo en frío AISI D2 con alto

contenido de cromo, empleando insertos cerámicos wiper CC650WG. Proponiendo

que al reducir la tasa de avance y el tiempo de maquinado mientras se mantiene la

35

velocidad de corte en nivel alto disminuye el valor de la rugosidad superficial.

Encontrando, además, que el máximo desgaste de la herramienta de corte se da con

velocidad de corte de 150 m/min para todos los valores de la tasa de avance.

J. G. Lima et al. [54] investigaron la maquinabilidad del acero para herramientas de

trabajo en frío AISI D2 (58 HRC) y del acero AISI 4340 (42 y 48 HRC). Para el AISI 4340 con

42 HRC usaron un inserto de WC recubierto como herramienta de corte, mientras que

en el AISI 4340 con 48 HRC se usó un inserto de PCBN. Las pruebas de mecanizado del

acero AISI D2 endurecido a 58 HRC se realizaron con una herramienta de corte de

alúmina mixta. Los resultados indicaron que los insertos de alúmina produjeron un

acabado superficial comparable y cercano al rectificado cilíndrico, además que el

principal mecanismo de desgaste es la abrasión cuando se tornea el acero 42 HRC,

mientras que el desgaste por difusión es predominante cuando se mecaniza el acero

de 58 HRC. Evaluaron los cambios de la rugosidad superficial en el acero AISI D2 (58

HRC) en términos del indicador de desgaste VBC en el proceso de torneado, utilizando

insertos de alúmina mixtas a velocidades de corte de 80, 150 y 220 m/min y tres avances

de 0.05, 0.1 y 0.15 mm/rev y 1 mm de profundidad de corte, encontrando que después

de 5 minutos del test de torneado (vc = 150 m/min, f = 0.1 mm/rev) el Ra de 0.5 µm

correspondió al ancho de desgaste de VBC = 0.10 mm y después de los siguientes 10

minutos, cuando el desgaste avanzó a 0.18 mm el valor Ra relevante aumentó a 0.58

µm.

Concluyendo que los valores de Ra aumentaron con la tasa de avance y se redujeron

a medida que la velocidad de corte fue elevada, oscilando entre 0.28 y 1.12 µm. El

desgaste del flanco de la herramienta de alúmina mixta aumentó con la velocidad de

corte y la profundidad de corte, presentando una tasa de desgaste de la herramienta

considerablemente mayor cuando se usa una velocidad de corte de 220 m/min y una

tasa de avance de 0.15 mm/rev. En contraste con las herramientas recubiertas de WC

y PCBN probadas contra el acero AISI 4340, al mecanizar usando condiciones de corte

más pesadas, la herramienta de alúmina mixta falla por desprendimiento o rotura.

36

S. K. Khrais y Y. J. Lin [55] encontraron que el corte en seco puede ser preferible al corte

con lubricante en altas velocidades de corte, de 200 a 400 m/min para insertos

recubiertos TiAlN por PVD durante el maquinado del acero AISI 4140. Microabrasion y

microfatiga fueron encontrados como el principal mecanismo de desgaste en altas

velocidades de corte (310 – 410 m/min) bajo el corte en seco. El mejor rendimiento de

los insertos de herramientas revestidos con TiAlN en estudio, se da con cualquier

velocidad de corte inferior a 260 m/min.

O. J. Onuoha et al. [56] emplearon el método de Taguchi para investigar los efectos

de los fluidos de corte sobre la rugosidad de la superficie en el torneado del acero

aleado AISI 1330, empleando un torno convencional. Los métodos estadísticos de

relación señal-ruido (S/N) y el análisis de varianza (ANOVA) se aplicaron para investigar

los efectos de vc, f y ap sobre Ra bajo distintos fluidos de corte. Los resultados indicaron

que las variables óptimas para una mínima Ra fueron: vc = 35 m/min (nivel 2), f = 0.124

mm/rev (nivel 1), ap = 0.3 mm (nivel 1) y fluido de corte con una viscosidad de 2.898

mm2/s (nivel 3). El ANOVA mostró que la tasa de avance tiene el efecto más

significativo sobre la rugosidad superficial maquinada.

R. V. Aleksandrovich y G. Siamak [57] presentaron una investigación experimental

enfocada a identificar los efectos de las condiciones de corte y construcción de la

herramienta sobre la rugosidad superficial y la frecuencia natural en el torneado de un

acero AISI 1045, empleando insertos de WC recubiertos con TiC y dos formas de

portaherramientas de corte hechas de acero AISI 5140. Con ayuda de la relación

señal-ruido (S/N) y el análisis de varianza (ANOVA), concluyeron que la velocidad del

husillo tiene un efecto significativo sobre Ra, mientras que el saliente de la herramienta

de corte es el factor dominante que afecta la frecuencia natural para ambos

portaherramientas. Los mínimos valores para Ra fueron de 1.033 µm y 0.569 µm para la

herramienta estándar y la herramienta con orificios, respectivamente.

G. K. Dosbaeva et al. [58] compararon el rendimiento de las herramientas de WC

recubiertas mediante CVD con capa intermedia de Al2O3, con las herramientas de

bajo contenido de PCBN en el torneado duro del acero para herramientas D2 (52 HRC).

Los resultados revelaron que la herramienta de WC recubierto puede superar a la de

37

PCBN en el mecanizado del material seleccionado dentro de un cierto rango de

velocidades de corte (rango de temperatura de corte). El análisis de espectroscopia

fotoelectrónica de rayos X (XPS) mostró la formación de tribopelículas de Ti-O y Cr-O

en la superficie de la herramienta expuesta a temperaturas de corte de hasta 923 °C

(velocidades de corte de 100 m/min).

Los aumentos de la vida útil de la herramienta recubierta de WC en comparación con

PCBN pueden alcanzar el 330 % a una velocidad de corte de 60 m/min y la

temperatura de corte correspondiente de 824 °C. Al aumentar la velocidad de corte

a 175 m/min, y en consecuencia la temperatura de corte a más de 1100 °C, estas

tribopelículas se vuelven ineficaces, y el PCBN tiene la vida útil más larga debido a su

mayor dureza en caliente. En el torneado duro, cuando se requiere una alta precisión

dimensional, se recomienda utilizar PCBN por su menor índice de desgaste en las

primeras etapas de desgaste de la herramienta (ancho del área del flanco de la

herramienta que no exceda de 0.1 mm).

J. A. Arsecularatne et al. [59] describen una investigación experimental con

herramientas PCBN para tornear acero AISI D2 endurecido de 62 HRC, con el objetivo

de determinar las condiciones de corte más adecuadas en función de la vida útil de

la herramienta y el volumen de eliminación de material. Encontrando que los avances

y velocidades más factibles se encuentran en los rangos de 0.08 – 0.20 mm/rev y 70 –

120 m/min, respectivamente y que la mayoría de las herramientas PCBN probadas

llegaron al final de la vida útil, debido principalmente al desgaste del flanco. El valor

más alto aceptable de vida de la herramienta y de volumen de material removido fue

obtenido con la más baja velocidad de corte probada (70 m/min), indicando que esta

velocidad es la más aceptable para el maquinado con la combinación de material

de trabajo/herramienta seleccionados. Mientras el más alto avance usado resultó en

un alto volumen de material removido, los más bajos avances resultaron en un alto

valor de vida de la herramienta. Encontrando que los valores más apropiados de

avance para este tipo de acero endurecido son 0.14 mm/rev para operaciones de

acabado y de 0.20 mm/rev para operaciones de desbaste.

38

S. R. Das et al. [60] presentaron un método de optimización de los parámetros de corte

(vc, ap y f) en el torneado en seco del acero AISI D2 con insertos de carburo recubiertos

con designación ISO CNMG 120408, para obtener el mínimo desgaste de la

herramienta, baja temperatura de la superficie de trabajo y máxima tasa de material

removido (MMR). El diseño de experimento fue basado en el arreglo ortogonal de

Taguchi L9 (34) y el análisis de varianza (ANOVA) para identificar el efecto de los

parámetros de corte sobre las variables de respuesta. Encontrando que la profundidad

de corte y la velocidad de corte son los parámetros que tienen más influencia sobre el

desgaste de la herramienta. Los valores mínimos de desgaste de la herramienta y baja

temperatura de la superficie maquinada se encontraron con vc = 150 m/min, ap = 0.5

mm y f = 0.25 mm/rev. Así mismo con vc = 250 m/min, ap = 1.00 mm y f = 0.25 mm/rev,

se obtuvo el máximo MRR.

H. Bensouilah et al. [61] presentaron los efectos de vc, f y ap sobre la evolución de la

rugosidad superficial y los componentes de la fuerza de corte durante el torneado duro

del acero AISI D3 con insertos de cerámica del tipo CC6050 y CC650. Adoptando el

diseño de experimentos de Taguchi L16, el ANOVA y la metodología de superficie de

respuesta (RSM) para determinar los niveles de los parámetros de corte que minimizan

la rugosidad superficial y las fuerzas de corte. Encontrando que para el inserto CC6050

la calidad de la superficie obtenida es 1.6 veces mejor que la obtenida con el inserto

sin recubrimiento CC650, en ambos casos la tasa de avance influye en 84.39% y 54.19%,

respectivamente. Sin embargo, el inserto sin recubrimiento fue mejor en la disminución

de las fuerzas de maquinado.

Los materiales difíciles de mecanizar con valores de dureza superiores a 45 HRC se han

aplicado cada vez más en la industria, como aceros aleados endurecidos, aceros

para herramientas y superaleaciones aeroespaciales, y el mecanizado de materiales

con una dureza de 58 – 68 HRC representa un desafío significativo. W. Grzesik [62], V.

N. Gaitonde [52] y T. Özel [63] han investigado sobre el torneado del acero endurecido

con durezas de alrededor de 58 HRC, usando diferentes herramientas de corte de

cerámica.

39

De acuerdo con J. Yuan et al. [64] sobre estudios recientes en la generación de

tribopelículas a diferentes velocidades de corte en el corte en seco de acero

endurecido AISI T1 y D2, las condiciones de corte afectan fuertemente el mecanismo

de desgaste dominante y genera tribopelículas en la superficie de fricción. La

generación de tribopelículas es preferible bajo una tendencia de uso de la

herramienta dominada por desgaste abrasivo, en la cual se debe seleccionar el mejor

rango de velocidad de corte. Consideran que al tornear D2 (58 HRC) en condiciones

de corte en seco, el rango apropiado de velocidades de corte fue entre 80 m/min y

120 m/min, y un valor de 100 m/min es un nivel preferido por la industria, teniendo en

cuenta el equilibrio entre la menor tasa relativa de desgaste y la mayor productividad.

Este valor también considera la calidad de la superficie del componente mecanizado.

Los ángulos de inclinación negativos se prefieren durante el mecanizado en duro para

obtener la máxima rigidez de la herramienta y el soporte del filo. Sin embargo, el área

de la interfaz de fricción y la cantidad de generación de calor durante el mecanizado

se intensifican debido al uso de ángulos de inclinación negativos. Simultáneamente,

una mayor tasa de avance y profundidad de corte puede aumentar la probabilidad

de la fractura inmediata de una herramienta de inserto. En consecuencia, las

combinaciones de tasa de avance moderada y profundidad de corte relativamente

pequeña se utilizan comúnmente en el mecanizado en seco a alta velocidad de

aceros endurecidos [14].

N. Senthilkumar et al. [65] optimizaron los efectos de los parámetros de mecanizado,

velocidad de corte, tasa de avance y profundidad de corte, parámetros geométricos

de insertos de corte como forma, ángulo de relieve y radio de la punta, utilizando el

análisis relacional gris basado en Taguchi. Utilizaron insertos recubiertos y sin recubrir, en

el torneado de ejes automotrices para estudiar la influencia de la variación en la

geometría de insertos de carburo. Las medidas de rendimiento, es decir, el desgaste

del flanco, la rugosidad de la superficie y la tasa de eliminación de material (MRR) se

optimizaron utilizando el grado relacional gris. Se calcula un grado relacional gris

ponderado para minimizar VB y Ra y para maximizar la MRR. El análisis de varianza

muestra que la forma del inserto de corte es el parámetro prominente, seguido de la

tasa de avance y la profundidad de corte que contribuyen a las respuestas de salida.

40

Un experimento realizado con la condición óptima identificada muestra un mínimo VB

y Ra con mayor MRR.

K. Orra y S. K. Choudhury [66] realizaron un sistema de control lineal de

retroalimentación adaptativa para verificar la variación de la señal de fuerza de corte

para mejorar la vida útil de la herramienta. Utilizan la función de transferencia para

mejorar el modelado matemático y controlar de forma adaptativa la dinámica del

proceso de la operación de torneado. Los resultados experimentales y el modelo de

simulación, mantiene un error menor al 3%. Al mecanizar acero D2 a velocidad de

corte, vc =110 m/min con avance, f = 0.1 mm/rev y profundidad de corte, ap = 0.5 mm,

se observó en el análisis del procesamiento de imágenes que el desgaste del flanco

crece constantemente y la uniformidad en el ancho de desgaste.

A medida que avanza el mecanizado y con el aumento de la temperatura y la fuerza

de fricción, también se observó que el inserto de corte comienza a perder material, lo

que da como resultado la delaminación del material de recubrimiento que se puede

ver a los 37 min. Esto puede deberse a las propiedades presentes en el acero D2 que

tiene alto nivel de tensión de fluencia, lo que hace que el acero D2 sea demasiado

difícil de mecanizar. La mala selección de los parámetros del proceso puede provocar

un desgaste excesivo de la herramienta y una mayor rugosidad de la superficie de

trabajo. Por lo tanto, es necesario estudiar los aspectos de maquinabilidad en

componentes altamente endurecidos.

R. Suresh et al.[37] analizaron la influencia de la velocidad de corte, tasa de avance,

profundidad de corte y tiempo de mecanizado, en las características de

maquinabilidad como la fuerza de mecanizado, rugosidad superficial y desgaste de la

herramienta, utilizando la metodología de superficie de respuesta (RSM) y modelos

matemáticos de segundo orden, durante el torneado del acero AISI 4340 con insertos

de carburo recubiertos. Los experimentos se planearon mediante el diseño factorial

completo, del análisis paramétrico, se revela que la combinación de baja tasa de

avance, baja profundidad de corte y el bajo tiempo de mecanizado con alta

velocidad de corte son favorables para minimizar la fuerza de mecanizado y la

41

rugosidad de la superficie. Por otro lado, el uso de baja velocidad de corte y baja tasa

de avance, disminuyen el desgaste de la herramienta.

J. A. Arsecularatne et al. [67] utilizaron la vida útil de la herramienta, la temperatura y

los resultados del exponente de vida útil de la herramienta de Taylor disponibles en la

literatura para investigar los mecanismos de desgaste dominantes de las herramientas

de corte hechas de carburo de tungsteno, PCBN y PCD. Se llegó a la conclusión de

que, en condiciones prácticas, el mecanismo de desgaste dominante para la

herramienta de WC/acero endurecido es la difusión, mientras que para PCBN/acero

endurecido es el desgaste químico.

C. Y. H. Lim et al. [68] examinaron las características de desgaste del cráter de los

insertos de herramientas de acero de alta velocidad recubiertos con TiN durante el

torneado en seco de piezas de acero en una amplia gama de condiciones de

mecanizado. El desgaste posterior del sustrato de acero de alta velocidad expuesto se

produce a través de la erosión, la difusión y la cizalladura a alta temperatura. Un mapa

de mecanismo de desgaste que relaciona los mecanismos de desgaste de cráter

observados con las condiciones de mecanizado revela que las transiciones de un

mecanismo dominante a otro pueden estar relacionadas con variaciones en la

medición de las tasas de desgaste de las herramientas. En la cara de ataque de las

herramientas HSS revestidas con TiN, el agrietamiento y el desgaste del recubrimiento

dan como resultado que partes del revestimiento se desprenden poco después de

iniciadas las pruebas. Posteriormente, el desgaste del sustrato de HSS expuesto en el

cráter, produce erosión a velocidades y avances bajos a moderados (tasas de

desgaste bajo), cizallamiento a alta temperatura a altas velocidades de corte y

avances (desgaste severo), y difusión a velocidades y avances intermedios.

S. Chinchanikar y S. K. Choudhury [69] investigaron el rendimiento de la herramienta de

carburo recubierto considerando el efecto de la dureza del material de trabajo y los

parámetros de corte durante el torneado del acero AISI 4340 endurecido a diferentes

niveles de dureza (35 y 45 HRC). Velocidad de corte, avance y profundidad de corte

tienen un efecto de interacción en la Ra. La velocidad de corte seguida de la

profundidad de corte, se convierten en los factores que más influyen en la vida útil de

42

la herramienta; especialmente en caso de la pieza de trabajo más dura. Las

condiciones óptimas encontradas mediante la metodología del RSM, fueron el uso de

un menor valor de tasa de avance (0.15 mm/rev), menor profundidad de corte (1 mm)

y limitar la velocidad de corte a 235 y 144 m/min; para el torneado de los materiales

de trabajo de 35 y 45 HRC, respectivamente, asegurando minimizar las fuerzas de corte,

rugosidad de la superficie y una mejor vida útil de la herramienta.

W. H. Yang y Y. S. Tarng [70] mediante la metodología de Taguchi investigaron las

características del torneado del acero S45C empleando herramientas de corte de WC

grado P10, encontrando que la velocidad de corte y la tasa de avance son los

parámetros más significativos que afectan la vida de la herramienta, así como los

cambios de la profundidad de corte en ciertos rangos también la afectan, los

parámetros de corte optimos fueron: vc = 135 m/min, f = 0.08 mm/rev y ap = 1.6 mm. El

orden de contribución de los parámetros de corte que afectan la rugosidad superficial

fueron, tasa de avance, profundidad de corte y velocidad de corte. Los valores

optimos encontrados fueron: vc = 135 m/min, f = 0.08 mm/rev y ap = 1.1 mm.

R. Quiza et al. [71] desarrollaron dos modelos para predecir el desgaste de la

herramienta en el maquinado duro del acero D2 (60 HRC), empleando herramientas

de corte de cerámica para diferentes valores de velocidad de corte, avance y tiempo

de maquinado, basado en regresión estadística y red neuronal. Los parámetros del

diseño y el proceso de capacitación para la red neuronal se optimizo utilizando el

método de Taguchi y se compararon. Resultando el modelo de red neuronal el de

mejor capacidad para la predicción del desgaste de la herramienta.

C. H. C. Haron et al. [72] estudiaron lo relacionado a la integridad de la superficie del

acero para herramienta AISI D2 (25 HRC) considerando los aspectos de rugosidad

superficial, topografía de la superficie y dureza de la superficie. Utilizo insertos de

carburo recubiertos (KC 9125) y sin recubrimiento (K 313), en torneado en seco, en

distintas velocidades de corte y tasas de avance, manteniendo constante la

profundidad de corte. Empleando el diseño de experimentos de Taguchi encontraron

los mejores parámetros de maquinado, los resultados mostraron que la Ra para las

herramientas de carburo sin recubrimiento están en el rango de 0.36 – 4.05 μm y para

43

los insertos con recubrimiento se encontraron en el rango de 0.30 – 1.51 μm. Para ambos

insertos el más bajo nivel de Ra se encontró con vc = 250 m/min y f = 0.05 mm/rev. El

perfil topográfico de la superficie en la etapa inicial fue más homogéneo que en la

etapa final y la herramienta de carburo revestido produjo una topografía superficial

más lisa en comparación con la herramienta de carburo no revestida. La microdureza

en la superficie maquinada fue baja y se incrementó en aproximadamente 30 µm

debajo de la superficie maquinada (300 – 380 HV). El más alto valor de dureza de 380

HV se dio con el inserto recubierto a una f = 0.10 mm/rev.

K. Tuffy et al. [73] investigaron la influencia del espesor del recubrimiento TiN depositado

mediante la técnica PVD sobre insertos de carburo cementados (6% Co) y su

rendimiento en el torneado en seco de un acero al carbón AISI 1040. El espesor del

recubrimiento estuvo en el rango de 1.75 a 7.5 μm, los resultados mostraron que el

espesor de 3.5 μm fue el de mejor rendimiento en el torneado con insertos WC. Para

estos recubrimientos, un mínimo de 40 veces se incrementa la vida de la herramienta

en comparación con los insertos sin recubrimiento durante el maquinado, usando los

parámetros específicos de torneado. El menor rendimiento del espesor del

recubrimiento se debió a sus bajos niveles de esfuerzos de compresión, resultando en

la falla del recubrimiento debido a su desprendimiento en la zona del borde de corte,

exponiendo el sustrato del WC. En los insertos WC sin recubrimiento, al aumentar la

velocidad de corte de 335 a 420 m/min, la vida útil de la herramienta disminuyó hasta

en un 50%. Para los revestimientos de PVD, existe un espesor de revestimiento óptimo

cuidadosamente seleccionado para las condiciones de mecanizado específicas.

A. Srithar et al. [74] discuten la importancia del maquinado del acero AISI D2 (66 HRC)

empleando insertos de WC, bajo condiciones de torneado fijos. El parámetro de la

rugosidad superficial se reduce al incrementar gradualmente la velocidad de corte de

135 a 325 m/min. Con respecto a la tasa de avance (0.159 mm/rev) los valores de la

Ra aumentan, los resultados experimentales mostraron que el efecto de f sobre Ra es

alto, al estimar los otros parámetros considerados. En relación con la profundidad de

corte, encontraron que Ra aumenta cuando la ap incrementa de 0.2 a 0.6 mm.

Concluyendo que la tasa de avance es el parámetro de mayor efecto sobre Ra, al

44

aumentar la tasa de avance, reducir la velocidad de corte e incrementar la

profundidad de corte.

Se ha comparado el desempeño del corte y características de desgaste de

herramientas de cermet Ti (C, N) contra herramientas de carburo cementado con

recubrimiento multicapas TiN/Al2O3/Ti (C ,N), en el torneado de un acero endurecido

(61 – 62 HRC). La herramienta de cermet mostró una larga vida de herramienta

comparado a la herramienta recubierta a baja profundidad de corte, pero disminuyó

al aumentar la profundidad de corte, debido a la rotura causada por el aumento de

la fuerza de corte. La cubierta en la cara del flanco del cermet fue removida por el

mecanismo de desgaste por abrasión y adhesión, posteriormente los granos cerámicos

fueron removidos debido a la falta de soporte estructural. La alta conductividad

térmica y la baja fuerza de corte aparentan mejorar la resistencia al desgaste del

cráter de la herramienta cermet. La herramienta recubierta sufrió severo desgaste por

cráter debido a los mecanismos de desgaste por difusión y adhesión. La calidad de la

superficie maquinada por la herramienta cermet fue ligeramente más baja que la

obtenida por la herramienta recubierta y la rugosidad media incrementa

exponencialmente con el tiempo en ambas herramientas [75].

N. M. Yusof et al. [76] evaluaron el rendimiento de la herramienta cerámica tipo wiper

(recubrimiento de TiN con sustrato mixto Al2O3/TiCN) al tornear acero endurecido para

herramientas de trabajo en frío (54 – 55 HRC), variando la velocidad de corte y la tasa

de avance en términos de la vida útil y rugosidad de la superficie. Los resultados se

compararon con su contraparte, insertos de geometría convencional. Se observó que

la vida de la herramienta cerámica con recubrimiento disminuye al incrementar la

velocidad de corte y el avance. El mayor tiempo de vida se observó a baja velocidad

de corte y bajo avance, obteniendo una duración de la herramienta de alrededor de

8 min, esto indica un buen rendimiento en el torneado duro desde el punto de vista de

los talleres de maquinado. Una combinación de baja velocidad de corte – avance en

la herramienta wiper, resultó en una vida de herramienta de más de 10 min en

comparación a la herramienta convencional. La amplia área de contacto

herramienta – viruta de la herramienta wiper, comparada a la convencional, tiene

influencia en la vida de la herramienta.

45

Una baja rugosidad superficial fue obtenida al seleccionar bajo avance y alta

velocidad de corte, resultando en 0.8 μm para la herramienta convencional y 0.4 μm

parala herramienta wiper. Concluyendo que para la vida de la herramienta y

rugosidad superficial, una combinación de parámetros de corte bajo es la solución

óptima para hacer que las herramientas de cerámica recubiertas duren lo suficiente y

generen simultáneamente un acabado superficial fino.

S. A. Khan [77] investigó el efecto de la microgeometría de insertos wiper para

regímenes críticos de dureza del material, empleando distintas geometrías de borde

para el torneado final de un acero AISI D2 sin fluido de corte, maquinando piezas con

durezas de 55 HRC y 60 HRC. La dureza de la pieza de trabajo fue considerada como

la más significativa en la vida de la herramienta y la rugosidad superficial, el tipo de

inserto y la tasa de avance fueron los parámetros dominantes, se observó una huella

de desgaste por entalle en el menor borde de corte, siendo el modo de desgaste

dominante. La microdureza aumento en la superficie mecanizada para herramientas

nuevas y gastadas hasta una profundidad de 200 µm. La combinación de altas

velocidades de avance (0.281 mm/rev) y profundidad de corte (0.20 mm), reveló

como el principal daño microestructural la extracción de material.

Los investigadores han trabajado en muchas facetas del mecanizado del acero

endurecido utilizando diferentes materiales de herramientas y han presentado sus

propias recomendaciones. Se han realizado investigaciones sobre los efectos de los

parámetros de corte, materiales de herramientas, diferentes recubrimientos y

geometría de herramientas en diferentes aspectos de maquinabilidad como vida útil

de la herramienta, rugosidad superficial, fuerzas de corte, morfología de viruta,

tensiones residuales y la temperatura de la interfaz viruta/herramienta, en seco y

ambiente de enfriamiento semiseco o de inundación, durante el mecanizado de

aceros endurecidos, muchos de ellos se han aventurado a caracterizar el fenómeno

de desgaste de la herramienta. Asi mismo, se han desarrolado modelos analíticos,

numéricos y empíricos de las fuerzas de corte, la temperatura de la interfaz

viruta/herramienta y el desgaste de la herramienta en condiciones de corte

oblicuo/ortogonal [78].

46

Las aplicaciones de los aceros endurecidos en el rango de 45 – 65 HRC se dan en las

herramientas para extrusión en frío, estampado, moldes, perforadoras y herramientas

para la manufactura de tuercas y tornillos. Poseen buena estabilidad dimensional

combinada con alta resistencia a la temperatura, sin embargo, su maquinado es

considerado difícil para los materiales de corte y se debe tener cuidado en la selección

de las correctas condiciones de corte. El mecanizado de aceros endurecidos con

PCBN y herramientas de cerámica es ampliamente aceptado como el mejor

reemplazo para las costosas operaciones de rectificado. Sin embargo, el desarrollo de

los grados de carburo cementados, los materiales de recubrimiento y las tecnologías

de deposición de revestimientos han atraído a muchos investigadores en el campo del

mecanizado de aceros endurecidos utilizando herramientas de WC recubiertas como

una alternativa económica a las costosas herramientas de PCBN y cerámica [69],[78].

Existen diversos estudios disponibles donde los parámetros de corte fueron optimizados

para la rugosidad superficial o fuerzas de corte o ambas. Se ha observado que los

estudios de optimización y los modelos predictivos disponibles durante el torneado de

aleaciones de acero endurecido se llevaban a cabo principalmente utilizando

herramientas de CBN o cerámica, y en algunas se han utilizado herramientas de

carburo recubiertas, pero en general limitadas a trabajar materiales con dureza de

hasta 48 HRC. La vida de la herramienta es un factor importante que no es considerado

cuando se optimizan las condiciones de corte para rugosidad de superficie y fuerzas

de corte. Por tanto, el desarrollo de modelos confiables que puedan predecir y

optimizar el rendimiento del maquinado de herramientas de WC recubiertas puede ser

valioso en el torneado de aceros endurecidos.

De la revisión de literatura, se observa que la nueva generación de herramientas de

WC recubiertas tiene un gran potencial en el torneado duro y una mejora en la vida

de la herramienta de alrededor del 20 – 25% puede obtenerse en condiciones de

mínima cantidad de lubricación (MQL). A su vez, existe un desacuerdo entre los

investigadores en el uso de refrigerantes en el torneado duro, por lo que se requiere

más investigación para identificar las alternativas eco-amigables de fluidos de corte

convencional. Como ya se mencionó anteriormente, muchos estudios concluyen que

las herramientas de WC recubiertas son una alternativa económica en comparación

47

con las costosas herramientas de CBN y cerámica, sin embargo, mucho de los modelos

usan estos tipos de insertos CBN/cerámica en sus análisis del torneado en duro. En los

modelos de fuerza de corte muy pocas veces se considera el efecto del desgaste de

la herramienta sobre las fuerzas de corte, por lo cual el desarrollo de modelos que

puedan predecir las fuerzas de corte considerando el efecto del desgaste de la

herramienta puede ser valioso en la aplicación de herramientas de WC recubiertas en

el maquinado de acero endurecido.

Por otro lado, diversas aseveraciones se han realizado al modelo de desgaste de

herramienta/tasa de desgaste y su progresión con el tiempo de maquinado,

considerando la abrasión, adhesión y difusión como los mecanismos de desgaste

predominante. Observando que estos modelos desarrollados en el maquinado de

acero endurecido son aplicables cuando se usan herramientas CBN o cerámica.

Algunos estudios realizaron intentos para predecir la progresión del desgaste del flanco

de herramientas de WC recubiertas en el maquinado de acero endurecido en distintos

niveles de dureza. Se entiende que la precisión de predicción del modelo de desgaste

de la herramienta podría mejorarse modelando correctamente la dureza en caliente

de la herramienta y conociendo los valores correctos de los coeficientes abrasivos,

adhesivos y de desgaste difusivo para la combinación dada herramienta-pieza de

trabajo en términos de sus propiedades [78].

S. Chinchanikar y S. K. Choudhury [78] en su investigación del estado del arte sobre

estudios experimentales del maquinado de acero endurecido, mencionan que los

investigadores han realizado grandes esfuerzos para evaluar el desempeño del

maquinado en términos de vida de la herramienta, rugosidad superficial, fuerzas de

corte y morfología de la viruta durante el maquinado de acero endurecido en distintos

niveles de dureza usando herramientas de WC recubiertos. Los análisis de estos estudios

concluyen que la combinación óptima de baja tasa de avance y baja profundidad

de corte con alta velocidad de corte es satisfactoria para reducir la fuerza de

maquinado y la rugosidad superficial. Investigaciones experimentales indican que los

componentes de fuerza de corte fueron influenciados principalmente por la

profundidad de corte y la dureza de la pieza de trabajo, sin embargo, la tasa de

48

avance y la dureza de la pieza de trabajo tuvieron significancia estadística sobre la

rugosidad superficial.

Se ha observado que en el maquinado de aleaciones de acero endurecido con

insertos de WC recubiertos, se han centrado principalmente en la medición de la

rugosidad superficial. El desgaste de la herramienta que afecta de forma adversa a la

calidad del producto y precisión dimensional fue descartado mientras el rendimiento

del maquinado si se investigó. Por lo tanto, el desempeño de herramientas

relacionadas a las fuerzas de corte, rugosidad superficial y desgaste de la herramienta

considerando el efecto de la dureza del material de trabajo, parámetros de corte y

tipo de material de recubrimiento debe ser investigado.

La presente investigación experimental trata sobre el estudio de aspectos relevantes

de maquinabilidad como el desgaste máximo del flanco de la herramienta de corte

(VBmáx) y la rugosidad superficial (Ra) de la pieza de trabajo, en el torneado en seco

de un acero para trabajo en frio AISI D2 (65 HRC) endurecido, utilizando insertos de WC

con recubrimiento TiAlN por deposición física de vapor (PVD) y Ti (C,N) + Al2O3 + TiN por

deposición química de vapor (CVD), bajo parámetros de maquinado de alta

velocidad. El enfoque de diseño de parámetros de Taguchi, el método de superficie

de respuesta (MRS) y los modelos de regresión se utilizan para lograr el objetivo de

minimizar el desgaste de flanco de la herramienta de corte y la rugosidad superficial

de la pieza maquinada, en función de la optimización de los parámetros de corte:

velocidad de corte (vc), profundidad de corte (ap) y tasa de avance (f). Se aplica un

análisis estadístico (ANOVA) para identificar los parámetros del proceso que son

estadísticamente significativos.

49

4.1. PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL.

En la Figura 4.1 se muestra el procedimiento de investigación empleada para obtener

y validar las ecuaciones de predicción para las condiciones de mecanizado

establecidas, la cual es adaptada de la norma ANSI/ASME B94.55M (1985) [19]. La

investigación experimental consistió en determinar la progresión de la rugosidad

superficial de la pieza maquinada y el desgaste del flanco de los insertos de corte,

durante el torneado de alta velocidad en seco del acero endurecido AISI D2,

aplicando los parámetros de corte establecidos.

Figura 0.11. Procedimiento de investigación.

50

4.1.1. Material de la pieza de trabajo.

El material de la pieza de trabajo usada para la experimentación fue el acero AISI D2,

en forma de barra redonda de diámetro 50.8 mm y longitud de 165.1 mm. Conocido

como acero para herramienta de trabajo en frio, usado en moldes, herramientas y

troqueles [12]. La relación longitud/diámetro se mantuvo inferior a 10, para evitar

vibraciones excesivas durante el proceso de mecanizado acorde a lo establecido por

la norma ANSI/ASME B94.55M [19]. La pieza fue montada al cabezal giratorio de la

máquina y apoyada en un contrapunto para asegurar su estabilidad y correcto

cilindrado.

La dureza inicial de la pieza fue de 30 HRC, posteriormente mediante tratamiento

térmico se logró una dureza de 65 HRC, la descripción del procedimiento de medición

de dureza, análisis de composición química y tratamiento térmico, se muestra en el

Anexo B. Se procede a montar la pieza en el torno CNC para un primer mecanizado

con el fin de obtener un correcto cilindrado, la estabilidad de la operación del

mecanizado se comprobó con ensayos preliminares. De esta forma se logró tener a

punto la pieza de trabajo para el inicio del experimento.

4.1.2. Insertos de corte.

Para la selección de las herramientas de corte se consideraron como criterios: el

material de la pieza de trabajo, proceso de torneado, parámetros de corte, geometría

y dimensiones de la herramienta de corte y el portaherramientas a emplear. En los

experimentos se utilizaron dos tipos de insertos de corte WC recubiertos, sus

designaciones de acuerdo al ISO son: WNMG432 – MSPH6225, PVD – TiAlN y

WNMG080408 – PM4325, CVD – Ti (C, N) + Al2O3 + TiN, ambos insertos poseen similares

geometrías (80° trigonales negativos, con rompevirutas, radio de filo de 0.8 mm). Los

insertos fueron montados rígidamente en un portaherramientas con designación ISO

MWLNL 16 – 4D, Figura 4.2. Detalles técnicos de la herramienta de corte y la

composición química del recubrimiento, obtenida mediante espectrometría de

dispersión de energía de rayos X (EDS) en microscopio electrónico de barrido (SEM), se

muestran en Anexo C.

51

a)

b)

Figura 0.12. Insertos de corte utilizado en experimento, a) PVD y b) CVD. [Fuente: elaboración propia]

Durante el experimento se utilizó un filo de corte para cada ensayo realizado, cada

inserto posee seis filos de corte, por lo que, por cada inserto se realizaron seis ensayos.

Intercambiando el inserto una vez utilizado el total de los filos de corte.

4.1.3. Máquina herramienta y condiciones de corte.

Para el experimento se utilizó un torno CNC de la marca TITANIUM, con control FANUC

y velocidad máxima del husillo de 1620 rpm (ver detalles en Anexo A). Se realizó el

maquinado en seco, sin aplicación de refrigerante, con el fin de evaluar de una mejor

manera el comportamiento de la rugosidad de la superficie maquinada y el desgaste

de la herramienta de corte, de igual forma contribuir con el cuidado del medio

ambiente y la salud del operario.

Los factores de control o parámetros de corte: velocidad de corte (vc), profundidad

de corte (ap) y tasa de avance (f) se muestran en la Figura 4.3, así mismo las

condiciones para el mecanizado del acero AISI D2 se presentan en la Tabla 4.1, se

definen tres niveles (Nivel 1 – bajo, Nivel 2 – medio y Nivel 3 – alto) para cada variable

de corte. Los niveles variables se eligen dentro de los intervalos recomendados por el

fabricante de la herramienta de corte y de acuerdo a reportes de investigación de

otros autores [58], [59] y [79], considerando un maquinado a alta velocidad. Con los

aspectos antes mencionados se planteó para el diseño del experimento tres

velocidades de corte que de acuerdo con el estado del arte aún no han sido

52

estudiadas hasta el momento, tres profundidades de corte y tres tasas de avance. Estas

variables coinciden con lo estipulado por la norma ANSI/ASME B94.55M (1985) para

este tipo de estudio.

Figura 0.13. Parámetros de corte: vc, ap y f [80].

Tabla 0.3. Factores y niveles seleccionados.

[Fuente: elaboración propia]

Símbolo Factores de control Niveles

1 2 3

A Velocidad de corte (vc, m/min) 150 200 220

B Profundidad de corte (ap, mm) 0.2 0.4 0.6

C Tasa de avance (f, mm/rev) 0.20 0.25 0.30

4.1.4. Diseño del experimento.

El método Taguchi es una técnica de diseño experimental, útil para reducir el número

de experimentos mediante el uso de matrices ortogonales y minimizar los efectos de

los factores de control. La más confiable de las técnicas de Taguchi es el uso del diseño

de parámetros, que es un método de ingeniería para el diseño de productos o

procesos que se enfoca en determinar el parámetro (factor) que producen los mejores

niveles de una característica de calidad (medida de rendimiento) con una variación

mínima [45]. Se utiliza el diseño de experimentos de Taguchi (L9, 33), para optimizar los

parámetros de corte que minimizan la rugosidad superficial de la pieza maquinada

(Ra) y el desgaste máximo del flanco de la herramienta de corte (VBmáx).

Se consideran tres velocidades de corte, tres profundidades de corte y tres tasas de

avance para investigar sus efectos en dos variables dependientes: Ra y VBmáx. De esta

forma, tres variables de corte en tres niveles llevaron a un total de 9 pruebas, como se

muestra en la Tabla 4.2.

53

Tabla 0.4. Arreglo ortogonal L9 de Taguchi.

[Fuente: elaboración propia]

No. experimento

Factores de control

A (vc) B (ap) C (f)

1 1 1 1

2 1 2 2

3 1 3 3

4 2 1 2

5 2 2 3

6 2 3 1

7 3 1 3

8 3 2 1

9 3 3 2

De acuerdo con el arreglo ortogonal anterior, los experimentos se realizaron con sus

factores y sus niveles como se menciona en la Tabla 4.1. El diseño experimental con los

valores seleccionados de los factores se muestra en la Tabla 4.3.

Tabla 0.5. Arreglo ortogonal L9 de Taguchi y valores de los factores de control. [Fuente: elaboración propia]

No. experimento

Factores de control

vc (m/min)

ap (mm) f

(mm/rev)

1 150 0.2 0.20

2 150 0.4 0.25

3 150 0.6 0.30

4 200 0.2 0.25

5 200 0.4 0.30

6 200 0.6 0.20

7 220 0.2 0.30

8 220 0.4 0.20

9 220 0.6 0.25

Realizando un análisis estadístico de la varianza (ANOVA), se obtiene el impacto de

cada factor en las salidas y se identifican los parámetros del proceso que son

estadísticamente significativos. Con los análisis de relación señal – ruido (S/N) y ANOVA,

se puede predecir la combinación óptima de los parámetros del proceso que

minimizan los valores de Ra y VBmáx. Mediante el método de superficie de respuesta y

la variación de parámetros empleados en el experimento, se obtienen los gráficos de

superficie de respuesta 3D. Se formula el análisis de regresión, obteniendo modelos de

54

regresión lineal y cuadrática para predecir los valores de Ra y VBmáx. El análisis de datos

descrito se realizó a través del software Minitab 17™.

La característica de rendimiento de la relación señal ruido (S/N) empleada en este

estudio es dada por la ecuación (4.1), “más–bajo-es-mejor” cuando la característica

es continua [81]:

�� = −10�� 1� � ���

��� �

(4.1)

Con la transformación de relación S/N anterior, cuanto mayor es la relación S/N, mejor

es el resultado considerando como salida el desgaste del flanco y la rugosidad

superficial. La Tabla 5.1 del capítulo 5, muestra los valores de la rugosidad superficial

(Ra) y del desgaste máximo del flanco (VBmáx) obtenidos en el experimento y de la

relación S/N determinados mediante el diseño de Taguchi, respectivamente.

4.1.5. Medición de la rugosidad superficial.

La media aritmética de la rugosidad superficial (Ra) de la pieza de trabajo fue medida

con un rugosímetro marca Mitutoyo modelo SJ 301, basado en norma JIS 1994, con

longitud de medición 0.8 mm y longitud evaluada 4.0 mm (ver detalles en Anexo A). El

instrumento se calibró antes de las mediciones usando un bloque de calibración

estándar. Se tomaron lecturas de datos del valor de Ra, las mediciones se realizaron

en tres secciones alrededor de la pieza maquinada, espaciadas a 120° cada una y se

tomaron datos en dos extremos (extremo del contrapunto y extremo cabezal giratorio),

como se muestra en la Figura 4.4a y Figura 4.4b. El valor promedio de las mediciones

de Ra obtenidas del experimento se muestra en el capítulo 5.

55

a)

b)

Figura 0.14. a) Rugosímetro empleado, b) Mediciones realizadas en la superficie maquinada. [Fuente: elaboración propia]

4.1.6. Medición del desgaste del flanco de las herramientas de corte.

La norma ANSI/ASME B94.55M-1985 recomienda para los materiales de herramientas

de insertos de carburos recubiertos un valor de desgaste del flanco de 300 µm [19]. En

el presente estudio el área de desgaste de la herramienta fue considerada como

criterio que puede afectar los resultados del proceso de corte, como se muestra en la

Figura 4.5. La medición del espesor del área del desgaste del flanco de la herramienta

de corte fue usada para evaluar el desgaste de la herramienta. El valor máximo de

desgaste del flanco (VBmáx) fue considerado como la evaluación de la maquinabilidad

del acero endurecido AISI D2. En otras investigaciones el área del máximo desgaste

del flanco se mide en la punta de la herramienta (VBmáx) y se toma como criterio el

valor de 0.3 mm [12]. Para la medición del desgaste del flanco VBmáx, se tomaron

micrografías mediante microscopio electrónico de barrido (SEM), de cada uno de los

filos de corte utilizados en los experimentos, posteriormente mediante el software

ImageJTM, se realizaron las mediciones del desgaste. El valor de las mediciones de VBmáx

obtenidas del experimento se muestra en la Tabla 5.1 del capítulo 5.

56

a)

b)

Figura 0.15. a) Tipos de desgaste y su localización sobre el borde de corte. [31], b) Imagen en SEM del inserto desgastado con vc = 200 m/min, ap = 0.4 mm y f = 0.3 mm/rev.

[Fuente: elaboración propia]

4.1.7. Características de la viruta.

En el capítulo 2, se puso de manifiesto la importancia de la morfología de la viruta y la

forma en la que se desprende de la zona de corte sobre la consecución de los

objetivos del proceso de mecanizado. Se analiza dicha morfología en función de los

valores de los parámetros de corte, y su influencia sobre aspectos como la calidad de

acabado superficial obtenido, el desgaste de la herramienta o la continuidad del

proceso de mecanizado. Para el análisis de la viruta primero se registró mediante

filmación la forma en la que se desprende la viruta de la zona de corte, Figura 4.6a.

Una vez finalizado el mecanizado, se recolectó la viruta generada, se fotografió y se

determinaron sus características, Figura 4.6b. Tanto el video como las fotografías se

identificaron con el correspondiente código del ensayo.

a)

b)

Figura 0.16. a) Filmación de la generación de viruta, b) Fotografía de viruta generada. [Fuente: elaboración propia]

57

4.2. EJECUCIÓN DEL EXPERIMENTO.

La realización de los ensayos de torneado del acero para trabajo en frio AISI D2 (65

HRC) consistió en mecanizados del tipo cilindrado en ambiente seco, ejecutados con

herramientas de corte de WC recubiertos, del tipo PVD – TiAlN y CVD – Ti (C, N) + Al2O3

+ TiN, los cuales para su simplicidad se denominaron ensayo PVD y ensayo CVD. Las

probetas se colocaron en el torno de control numérico sujetándose por un extremo al

cabezal giratorio y, por el otro, al contrapunto. De esta forma se minimiza el error

dimensional obtenido en los diámetros de las piezas mecanizadas [82], [83].

Los ensayos se ejecutaron con los valores de parámetros de corte indicados en la Tabla

4.3 y en el orden consecutivo. Estos parámetros de corte fueron introducidos vía

programación de CNC, se consideró la longitud axial de corte constante para cada

ensayo. La Figura 4.7, muestra un diagrama de flujo simplificado con los procedimientos

llevados a cabo en el desarrollo del experimento.

Figura 0.17. Diagrama de flujo del experimento. [Fuente: elaboración propia]

Encendido y puesta a cero del

torno CNC

Cargar programa CNC cilindrado

Probeta montada en CNC

previamente acondicionada

Montaje de herramienta de

corteSelección de cero

pieza en torno CNC

Introducción de parametros de

corte en programa CNC

Limpiar con aire comprimido la

probeta a maquinar y la herramienta de

corte

Inicio de la prueba de ensayo

Fotografias y video del ensayo realizado

Recolección de viruta generada

Medición de rugosidad superficial maquinada

Desmontaje de herramienta de

corte y selección de nuevo filo de

corte

Una vez usados los 6 filos del inserto se cambia por uno

nuevo y se continua con el experimento

Los insertos usados se guardan para su posterior análisis en SEM y medicón de desgaste del flanco

58

A continuación, se describe el procedimiento metodológico realizado durante el

experimento:

1. Acondicionar la pieza en el torno de CNC, realizar taladrado para contrapunto.

Montar soporte con contrapunto. Realizar un cilindrado para dejar la pieza de

trabajo perfectamente cilíndrica evitando desalineación de esta. Utilizar inserto y

parámetros de corte apropiados para este proceso.

2. Una vez rectificada de forma cilíndrica y centrada la pieza de trabajo. Previo a la

ejecución de los ensayos dar un acabado para eliminar impurezas como óxidos

en la superficie del material de trabajo e iniciar con buenas condiciones de

uniformidad en la superficie [45]. Realizar un maquinado de acabado inicial, utilizar

inserto y parámetros de corte apropiados para este proceso (inserto cerámico

WNMG 432 – MS PH 6225, con parámetros de maquinado vc = 160 m/min, ap = 0.1

mm, f = 0.1 mm/r). Introducir los parámetros de corte en el programa CNC, utilizar

refrigerante en este procedimiento.

3. Medir el valor de Ra con la cual se inicia el experimento, para tener una referencia

inicial de las condiciones de rugosidad superficial. Para este procedimiento se

debe limpiar primero el área con aire comprimido, para eliminar viruta o suciedad

adherida a la pieza.

4. Colocar el porta-herramienta y la herramienta de corte seleccionada para el

experimento inicial, medir con ayuda de un micrómetro el diámetro de la pieza de

trabajo con el cual se inicia el experimento, calcular la velocidad de giro del husillo.

Introducir los parámetros de corte en el programa CNC para iniciar con el

experimento.

5. Aplicar limpieza antes de iniciar el experimento. Usar aire comprimido para limpiar

el área de maquinado, la herramienta de corte y la pieza de trabajo.

6. Colocar algún medio que sirva para recolectar la viruta originada en cada corrida

del experimento. En este caso se usó papel aluminio, colocado en la bancada

inferior.

7. Iniciar con el experimento, de acuerdo con los parámetros de corte y en ambiente

seco (sin refrigerante).

8. Realizar toma de fotografías y video del experimento en curso, como forma de

evidencia del proceso de maquinado y generación de viruta.

59

9. Después de cada ensayo realizado, primeramente, recoger la viruta originada,

para su posterior análisis (clasificar en bolsas/recipientes). Posteriormente realizar

medición de la rugosidad de la superficie en la periferia de la barra, realizar 3

mediciones espaciadas a 120°, tomando como referencia las mordazas del

cabezal giratorio del torno. Medir en extremo contrapunto y en extremo del

cabezal giratorio, registrar dichos valores en una tabla en Excel para su posterior

análisis.

10. Desmontar la herramienta de corte y marcar con un marcador permanente el filo

del inserto usado de acuerdo con el número de ensayo, para posteriormente

verificar su desgaste en SEM.

11. Realizar un maquinado de acabado antes del siguiente ensayo del experimento,

para eliminar la rugosidad del maquinado anterior. Utilizar parámetros de

maquinado mencionados en el punto 2.

12. Limpiar la viruta que ocasiona este proceso para no contaminar la viruta en la

siguiente sesión de prueba. Usar aire comprimido.

13. Continuar con los siguientes ensayos del experimento, considerar los puntos del 4

al 11 ya mencionados.

14. Se debe guardar y clasificar cada inserto de prueba usado para su posterior

medición de desgaste VBmáx en SEM.

60

5.1 ANÁLISIS DE RESULTADOS DE INSERTOS CON RECUBRIMIENTO PVD.

5.1.1. Análisis de la rugosidad (Ra) sobre la superficie de maquinado.

La Tabla 5.1, muestra los valores medidos de la rugosidad superficial (Ra) maquinada,

obtenidas en las nueve pruebas del experimento que se realizaron, así como la relación

señal – ruido (S/N) determinados mediante el diseño de Taguchi. Se observa que el

menor valor obtenido de Ra es de 0.140 µm (corrida 4) y el valor máximo fue de 1.192

µm (corrida 3), así mismo el valor medio total de la rugosidad superficial resulto de

0.8718 µm. Con relación a la S/N, el valor más bajo resultó de - 0.8436 dB (corrida 2) y

el más alto fue de 17.0774 dB (corrida 4). De los resultados obtenidos en la Tabla 5.1, se

verifica que existe una relación entre el menor valor de Ra y el mayor valor de S/N

(corrida 4), verificándose que la mayor relación S/N corresponde a la mejor

característica de rendimiento [81].

Tabla 0.6. Arreglo ortogonal L9 diseño de experimento de Taguchi y resultados de Ra y S/N obtenidos. [Fuente: elaboración propia]

No. corrida

vc (m/min) ap (mm) f (mm/rev) Ra (µm) S/N (dB)

1 150 0.2 0.20 0.240 12.3958

2 150 0.4 0.25 1.102 -0.8436

3 150 0.6 0.30 1.192 -1.5255

4 200 0.2 0.25 0.140 17.0774

5 200 0.4 0.30 1.188 -1.4963

6 200 0.6 0.20 0.492 6.1607

7 220 0.2 0.30 1.157 -1.2667

8 220 0.4 0.20 0.978 0.1932

9 220 0.6 0.25 1.357 -2.6516

TRa (valor medio total de la rugosidad superficial) = 0.8718 µm

Durante las mediciones de Ra en la superficie maquinada, se detectaron restos de

viruta o suciedad del proceso de maquinado, los cuales fueron limpiados mediante

aire a presión, lo cual también se puede realizar en un proceso industrial sin ninguna

dificultad y poder medir satisfactoriamente el valor de Ra. Otro factor presentado, es

el calentamiento que sufre la pieza maquinada debido al proceso de corte originado

por el inserto PVD – TiAlN, ya que se observó como la viruta desprendida llega a

61

incendiarse en algunos casos, por si misma, durante el avance del maquinado, por lo

que fue necesario esperar a que la pieza maquinada se enfriará para realizar la

medición de Ra. Esto en la práctica real es un problema en el tiempo de producción

y costos, por lo que representa un factor desfavorable en el maquinado del AISI D2.

Estos factores implícitos en el proceso de maquinado y originados por los parámetros

de corte seleccionados y el material de la pieza a maquinar, hacen que la Ra de la

superficie maquinada se vea afectada en su valor final.

J. P. Davim y L. Figueira [51] realizaron experimentos en acero de trabajo en frío AISI D2

con herramienta de cerámica e investigaron la evaluación de la maquinabilidad en

torneado duro concluyendo que con parámetros de mecanizado adecuados es

posible obtener una rugosidad superficial (Ra < 0.8 µm) que corresponde a una alta

precisión dimensional sin necesidad de operaciones de rectificado cilíndrico. También

T. Özel et al. [63] observaron que los valores de rugosidad superficial son bajos, del

orden de 0.18 - 0.20 µm con insertos de cerámica del tipo wiper durante el torneado

duro del acero AISI D2 (60 HRC).

De lo anterior, se concluye que los valores obtenidos de Ra con el inserto tipo PVD –

TiAlN, se encuentran en valores de alta precisión dimensional de 0.14 – 1.357 μm. Lo

cual demuestra que con este tipo de inserto de bajo costo es posible lograr un buen

acabado superficial en el maquinado del AISI D2 (65 HRC), sin necesidad de emplear

insertos especiales de mayor costo, como lo reportan otras investigaciones en el

maquinado de este tipo de acero.

5.1.1.1. Análisis de efectos principales de medias y relación señal – ruido (S/N).

Observando las gráficas de efectos principales de S/N y de medias, mostradas en la

Figura 5.1 y Figura 5.2, para S/N, independientemente de la categoría de la

característica de rendimiento, la mayor relación S/N corresponde a la mejor

característica de rendimiento, como se mencionó anteriormente. Por lo tanto, el nivel

óptimo de los parámetros del proceso es el nivel con la relación S/N más alta,

velocidad de corte (vc) en nivel 2, profundidad de corte (ap) en nivel 1 y tasa de

avance (f) en nivel 1 (Figura 5.2). Como el objetivo es minimizar la rugosidad superficial

62

(Ra), considerando la característica de calidad denominada “más bajo es el mejor”,

se observan en el gráfico de medias (Figura 5.1), los valores que minimizan a Ra: vc en

nivel 2 (200 m/min), ap en nivel 1 (0.2 mm) y f en nivel 1 (0.20 mm/rev). El gráfico del

efecto principal en la Figura 5.1, indica que el acabado de la superficie se mejora al

disminuir la profundidad de corte (ap).

Figura 0.18. Efectos principales para medias de datos para Ra. [Fuente: elaboración propia.]

Figura 0.19. Efectos principales para relaciones S/N para Ra. [Fuente: elaboración propia].

Los resultados experimentales muestran que la rugosidad promedio de la superficie

disminuye a menor profundidad de corte, pero a una tasa de avance más lenta por lo

que puede considerarse un parámetro menos afectado para la rugosidad superficial

en el rango estudiado y que podría utilizarse para mejorar la productividad.

63

A. Srithar et al. [74] discutieron la importancia del maquinado del acero AISI D2 (66

HRC) empleando insertos de WC sin recubrimiento, bajo condiciones de torneado fijos.

El parámetro de la rugosidad superficial se reduce al incrementar gradualmente la

velocidad de corte de 135 a 325 m/min. Con respecto a la tasa de avance (f = 0.159

mm/rev) los valores de la Ra aumentan, los resultados experimentales mostraron que

el efecto de f sobre Ra es alto, al estimar los otros parámetros considerados. Con

relación a la profundidad de corte (ap), encontraron que Ra aumenta cuando la ap

incrementa de 0.2 a 0.6 mm. Concluyendo que la tasa de avance es el parámetro de

mayor efecto sobre Ra, al aumentar la tasa de avance, reducir la velocidad de corte

e incrementar la profundidad de corte.

Por otro lado, N. M. Yusof et al. [76] evaluaron el rendimiento de la herramienta

cerámica tipo wiper (recubrimiento de TiN con sustrato mixto Al2O3/TiCN), los resultados

se compararon con su contraparte, insertos de geometría convencional al tornear

acero endurecido para herramientas de trabajo en frío (54 – 55 HRC). Una baja

rugosidad superficial fue obtenida al seleccionar bajo avance y alta velocidad de

corte, resultando en 0.8 μm para la herramienta convencional y 0.4 μm para la

herramienta wiper. Finalizando que para la vida de la herramienta y rugosidad

superficial, una combinación de parámetros de corte bajo es la solución óptima para

hacer que las herramientas de cerámica recubiertas duren lo suficiente y generen

simultáneamente un acabado superficial fino.

Acorde a lo obtenido en otros estudios experimentales, se logra relacionar que Ra

disminuye al aumentar vc (200 m/min), disminuir ap (0.2 mm) y f (0.20 mm/rev), es decir

una combinación de ap y f bajo con una alta velocidad permite una combinación

óptima. Por lo que Ra se mejora al disminuir la profundidad de corte (ap). Contrario a

otros resultados, se encontró que para el inserto PVD el parámetro que más afecta a

la Ra es la profundidad de corte, considerando una variación en los valores de la tasa

de avance y velocidad de corte. Comprobando que los parámetros de corte

empleados en el experimento con el inserto PVD, permiten obtener buena calidad

superficial.

64

5.1.1.2. Análisis de varianza (ANOVA).

Los resultados del ANOVA para Ra promedio se muestran en la Tabla 5.2. Realizado

con 5% de nivel de significancia y nivel de confianza del 95%. La significancia de los

factores de control en el ANOVA es determinada por la comparación de los valores F

de cada factor de control. Esto demuestra la influencia de cada parámetro en el

rendimiento del proceso y permite determinar el factor que influye significativamente

sobre Ra [84].

La Tabla 5.2 del ANOVA contiene los grados de libertad (GDL), suma de cuadrados

(SS), media de los cuadrados (MS), valores F y porcentaje de contribución. La

significancia estadística de Ra es evaluada por el valor F del ANOVA, las fuentes con

un valor F mayor son consideradas para tener un efecto estadísticamente significativo

en la respuesta de salida. La última columna de la tabla presenta la contribución

porcentual de cada fuente de la variación total e indica el grado de influencia en la

rugosidad superficial [47], [84].

De acuerdo con la Tabla 5.2 (valores en negritas), el factor más importante que afecta

la rugosidad superficial es la profundidad de corte (ap) con F de 12.60 y tasa de

contribución de 35.50%, seguido de la tasa de avance (f) con 33.47% de contribución.

La velocidad de corte (vc) presenta un efecto que representa el 28.22% de la

variabilidad total, pero tiene un control decreciente sobre Ra.

Tabla 0.7. Resultados del ANOVA para la rugosidad superficial (Ra). [Fuente: elaboración propia]

Fuente de

varianza

Grados de libertad (GDL)

Suma de cuadrados

(SS)

Media de los cuadrados

(MS)

Relación F

Tasa de contribución

(%) vc 2 0.46924 0.23462 10.02 28.22

ap 2 0.58999 0.29499 12.60 35.50 f 2 0.55645 0.27823 11.89 33.47

Error 2 0.04681 0.02340 - 2.81

Total 8 1.66249 - - 100

Los valores en negritas representan el factor de mayor influencia.

De los resultados del ANOVA, se corroboran los valores obtenidos en la relación S/N,

comprobando que efectivamente el acabado de la superficie se ve afectado

directamente por la profundidad de corte (ap) y la tasa de avance (f). En [74] y [76]

65

también se encontró que ap afecta en el valor de la Ra, como ya se mencionó

anteriormente. Por otro lado V. N. Gaitonde et al. [52] realizaron un diseño de

experimento del tipo factorial completo, revelando que el inserto cerámico tipo wiper

CC650WG funciona mejor con referencia a la rugosidad de la superficie, durante el

torneado del acero AISI D2. Concluyendo que Ra es mínima en valores bajos de

profundidad de corte (ap).

Nuevamente se comprueba que el uso de insertos PVD para el maquinado del AISI D2

(65 HRC) puede resultar en valores de acabado superficial satisfactorios, empleando

los parámetros de corte adecuados.

5.1.1.3. Análisis de superficie de respuesta (RSM).

El modelo muestra en las superficies de respuesta la interrelación entre los factores

considerados que afectan la rugosidad superficial, en la Figura 5.3a y Figura 5.3b, se

observa que, al incrementar la profundidad de corte y la tasa de avance,

respectivamente, el valor de Ra aumenta. La velocidad de corte no tiene un efecto

significativo directo sobre Ra, pero interactúa con la profundidad de corte (ap) y la

tasa de avance (f).

La rugosidad superficial (Ra) se encuentra en función con la tasa de avance (f), un

aumento en f causa un incremento significativo en el valor de Ra. En el estudio

experimental realizado se encontró que la mejor Ra se logra con vc = 200 m/min, ap =

0.2 mm y f = 0.25 mm/rev y los valores óptimos encontrados para vc y ap están en los

mismos niveles, excepto el valor de f que se encontró en su nivel mínimo de 0.20

mm/rev.

66

a)

b)

Figura 0.20. Efecto de los parámetros de corte sobre Ra. [Fuente: elaboración propia]

V. N. Gaitonde et al. [53] mediante modelos matemáticos basados en el método de

superficie de respuesta (RMS), modelaron aspectos de la maquinabilidad en el

torneado duro de acero para herramienta de trabajo en frío AISI D2 empleando

insertos cerámicos wiper CC650WG. Proponiendo que al reducir la tasa de avance y

el tiempo de maquinado mientras se mantiene la velocidad de corte en nivel alto

disminuye el valor de la rugosidad superficial. O. J. Onuoha et al. [56] emplearon el

método de Taguchi para investigar los efectos de los fluidos para corte (refrigerantes)

sobre la rugosidad de la superficie en el torneado del acero aleado AISI 1330, el

ANOVA mostró que la tasa de avance tiene el efecto más significativo sobre la

rugosidad superficial maquinada.

67

De acuerdo con lo encontrado en otras investigaciones, se comprueba que los valores

de Ra obtenidos en el experimento durante el maquinado del AISI D2 con insertos PVD,

se ven afectados por la disminución en la tasa de avance y un incremento en la

velocidad de corte, al igual que en las investigaciones mencionadas por otros autores,

los parámetros que afectan en insertos WC suelen ser vc y f.

5.1.1.4. Ecuación de regresión.

El análisis de regresión es usado para modelar y analizar distintas variables donde existe

una relación entre una variable dependiente y una o más variables independientes.

En este estudio, la variable dependiente o de rendimiento es Ra y las variables

independientes son los factores vc, ap y f. De esta forma mediante el análisis de

regresión se obtiene la ecuación predictiva para la rugosidad superficial. Para el

modelo lineal se obtiene la siguiente ecuación de regresión:

  1.68 0.00277 1.253 6.09Ra vc ap f=− + + + (5.1)

R2 = 59.74 % y R2 ajustado = 35.58 %

La ecuación predictiva para el modelo de regresión cuadrática (modelo de segundo

orden) de la rugosidad superficial es:

2 2 216.29 0.1888 9.033 11.41 0.000466  9.202  3.3  0.0835 *Ra vc ap f vc ap f vc f= − + − + − + +

(5.2)

R2 = 99.91 % y R2 ajustado = 99.29 %

La efectividad del modelo se ha realizado con la ayuda del valor R2, denominado

coeficiente de determinación, usado para juzgar la adecuación de los modelos de

regresión desarrollados, como lo menciona N. Mandal et al. [83]. El modelo de segundo

orden explica aproximadamente el 99.91% de la variabilidad de las respuestas en la

predicción de nuevas observaciones en comparación con el modelo de primer orden.

Lo que revela la significancia estadística y la bondad adecuada para el modelo, el

68

más alto R2 indica la mejor adaptación del modelo con los datos. En el modelo, el valor

ajustado de R2 está muy cerca del R2 predicho.

La Tabla 5.3, muestra los valores obtenidos mediante los modelos de regresión lineal y

cuadrática, así como el porcentaje de error entre el valor experimental y el predicho

en cada modelo, respectivamente. Verificándose que el modelo de regresión

cuadrática logra predecir los valores de Ra con máximo error de 5.065%, en

comparación con el modelo lineal, cuyo máximo error es del orden de 362.214%.

Tabla 0.8. Resultados de los modelos de regresión para Ra (µm). [Fuente: elaboración propia]

No. corrida

Factores Valores

experimentales

Valores predichos ecuación

lineal % Error

Valores predichos ecuación

cuadrática % Error

vc ap f Ra Ra Ra

1 150 0.2 0.2 0.240 0.204 14.958 0.248 3.55

2 150 0.4 0.25 1.102 0.759 31.107 1.080 1.916

3 150 0.6 0.3 1.192 1.314 10.260 1.193 0.132

4 200 0.2 0.25 0.140 0.647 362.214 0.137 1.950

5 200 0.4 0.3 1.188 1.202 1.1952 1.194 0.579

6 200 0.6 0.2 0.492 0.843 71.504 0.467 5.065

7 220 0.2 0.3 1.157 1.007 12.964 1.131 2.167

8 220 0.4 0.2 0.978 0.648 33.680 0.973 0.482

9 220 0.6 0.25 1.357 1.203 11.296 1.361 0.348

La Figura 5.4, muestra la comparación de los resultados obtenidos en el experimento y

los valores predichos con la ecuación de regresión obtenida del modelo cuadrático.

Se observa que hay una buena relación entre los valores predichos y los obtenidos en

el experimento, por lo tanto, los valores pronosticados más altos se obtuvieron

mediante el modelo de regresión cuadrática en comparación con el modelo de

regresión lineal. Como resultado, se demuestra que el modelo de regresión cuadrática

es exitoso para la estimación de la rugosidad superficial. Por lo tanto, el modelo de

segundo orden se puede utilizar para predecir las respuestas con precisión en el

torneado duro, utilizando inserto de WC revestido con PVD – TiAlN.

69

Figura 0.21. Comparación del modelo de regresión cuadrática (predicha) y los

resultados experimentales para Ra. [Fuente: elaboración propia]

5.1.1.5. Estimación de la rugosidad superficial óptima.

Con la técnica de optimización de Taguchi, se requiere de un experimento de

confirmación para validar la condición optimizada. En la estimación de la rugosidad

superficial óptima, se aplica la ecuación:

( ) ( ) ( )= + + +2 1 1 – – – opt Ra Ra Ra Ra

Ra vc T ap T f T T (5.3)

Donde (vc2, ap1, f1) representan los valores promedio de nivel óptimo de rugosidad

superficial (Tabla 5.4) y TRa indica el promedio de todos los valores de Ra obtenidos del

estudio experimental (Tabla 5.1). Como resultado de los cálculos, se estimó que Raopt =

0.054 µm.

Tabla 0.9. Valores de respuesta de medias para Ra. [Fuente: elaboración propia]

Niveles Factores de control

Rugosidad de superficie (Ra) vc ap f

Nivel 1 0.8447 0.5123 0.5700

Nivel 2 0.6067 1.0893 0.8663 Nivel 3 1.1640 1.0137 1.1790 Delta 0.5573 0.5770 0.6090

Los niveles en negrita muestran los valores que optimizan a Ra.

70

Se realizan pruebas de confirmación de los factores de control para el método de

Taguchi y las ecuaciones de regresión a niveles óptimos y aleatorios. En la Tabla 5.5, se

da la comparación de los resultados de la prueba y los valores predichos obtenidos

usando el método de Taguchi y las ecuaciones de regresión (ecuaciones (5.1) – (5.3)).

Los valores predichos y los valores experimentales deben estar muy cerca el uno del

otro, para análisis estadísticos confiables, los valores de error deben ser menores al 20%.

Tabla 0.10. Valores predichos y confirmación de resultados por el método de Taguchi y ecuaciones de regresión, Ra.

[Fuente: elaboración propia]

Nivel Método de Taguchi Ecuación de regresión

lineal

Ecuación de regresión cuadrática

Ra (µm) Exp. Pred. Error (%)

Exp. Pred. Error (%)

Exp. Pred. Error (%)

vc2ap1 f1

(optimo) 0.165 0.054 66.90 0.165 0.647 292.18 0.165 0.137 16.80

vc2ap2 f2 (aleatorio 2)

1.102 0.818 25.70 1.102 0.7592 31.10 1.102 1.080 1.91

vc3ap1 f3 (aleatorio 7)

1.157 1.111 3.91 1.157 1.007 12.96 1.157 1.131 2.16

Los resultados obtenidos de las pruebas de confirmación reflejan valores confiables

mediante el modelo de regresión cuadrática, resultando en valores de acabado

superficial satisfactorios, por lo que el modelo de segundo orden ayuda a predecir las

respuestas de Ra con mayor aproximación al valor experimental, como se había

comprobado anteriormente. El porcentaje de error más alto encontrado es de 16.80%,

por lo que se demuestra la confiabilidad de los valores predichos.

Se concluye que, mediante la metodología de Taguchi, el análisis de superficie de

respuesta y los modelos de regresión, es posible encontrar parámetros optimos de corte

que ayuden a minimizar la rugosidad superficial maquinada, permitiendo emplear

insertos de corte PVD – TiAlN de bajo costo, para el maquinado de un acero

endurecido AISI D2 (65 HRC).

71

5.1.2. Análisis del desgaste del flanco de la herramienta de corte (VBmáx).

La Tabla 5.6, muestra los valores medidos mediante SEM del desgaste del flanco de la

herramienta de corte (VBmáx), así como la relación señal – ruido (S/N) determinados

mediante el diseño de Taguchi. Se observa que el menor valor obtenido de VBmáx es

de 0.508 mm (corrida 5) y el valor máximo fue de 1.972 mm (corrida 4), así mismo el

valor medio total del desgaste de la herramienta de corte resulto de 1.074 mm. En

relación con la S/N, el valor más bajo resultó de –1.83334 dB (corrida 9) y el más alto

fue de 5.88273 dBb (corrida 5). Se verifica que existe una relación entre el menor valor

de VBmáx y el mayor valor de S/N (corrida 5), lo cual corresponde a la mejor

característica de rendimiento.

Tabla 0.11. Arreglo ortogonal L9 diseño de experimento de Taguchi y resultados del experimento. [Fuente: elaboración propia]

No. corrida

vc (m/min) ap (mm) f (mm/rev) VBmáx (mm) S/N (dB)

1 150 0.2 0.20 0.873 1.17972

2 150 0.4 0.25 0.905 0.86703

3 150 0.6 0.30 0.939 0.54669

4 200 0.2 0.25 1.972 -5.89814

5 200 0.4 0.30 0.508 5.88273

6 200 0.6 0.20 1.653 -4.36546

7 220 0.2 0.30 0.640 3.87640

8 220 0.4 0.20 0.948 0.46383

9 220 0.6 0.25 1.235 -1.83334

TVBmáx (valor medio total del desgaste) = 1.074 mm

En el transcurso de las pruebas realizadas en el experimento, en la mayoría de ellas se

observó que al entrar en contacto la herramienta de corte con la pieza de trabajo,

inmediatamente se originaba el llamado “nido de viruta”, la cual por el aumento en la

temperatura en la interfaz herramienta de corte – pieza de trabajo, se incendiaba a

tal grado que se fundía en el filo de corte del inserto. Esto originó aumento de

temperatura en la superficie maquinada y en el filo de la herramienta causó el

denominado desgaste del tipo “filo recrecido o de aportación (BUE: built up edge) y

deformación plástica causada por un mecanismo de desgaste térmico. Se produce

por lo tanto un empeoramiento de la calidad superficial y un deterioro de la precisión

72

dimensional debido al cambio en la geometría del filo de la herramienta de corte por

el desgaste sufrido.

K. Tuffy et al. [73] investigaron la influencia del espesor del recubrimiento TiN depositado

mediante la técnica PVD sobre insertos de carburo cementados (6% Co) y su

rendimiento en el torneado en seco de un acero al carbón AISI 1040. El espesor del

recubrimiento fue de 1.75 a 7.5 µm, encontrando que el espesor de 3.5 µm fue el de

mejor rendimiento en el torneado. Para estos recubrimientos, un mínimo de 40 veces

se incrementa la vida de la herramienta en comparación con los insertos sin

recubrimiento. El menor rendimiento del espesor del recubrimiento se debió a sus bajos

niveles de esfuerzos de compresión, resultando en la falla del recubrimiento debido a

su desprendimiento en la zona del borde de corte, exponiendo el sustrato del WC. En

los insertos WC sin recubrimiento, al aumentar la velocidad de corte de 335 a 420

m/min, la vida útil de la herramienta disminuyó hasta en un 50%. Para los revestimientos

de PVD, existe un espesor de revestimiento óptimo cuidadosamente seleccionado

para las condiciones de mecanizado específicas.

En un estudio realizado por S. K. Khrais y Y. J. Lin [55] encontraron que el corte en seco

puede ser preferible al corte con lubricante en altas velocidades de corte, de 200 a

400 m/min para insertos recubiertos TiAlN por PVD durante el maquinado del acero AISI

4140. Microabrasion y microfatiga fueron encontrados como el principal mecanismo

de desgaste en altas velocidades de corte (310 – 410 m/min) bajo el corte en seco. El

mejor rendimiento de los insertos de herramientas revestidos con TiAlN en estudio, se

da con cualquier velocidad de corte inferior a 260 m/min.

Por lo tanto, se puede decir que, de los resultados obtenidos, los valores inferiores de

desgaste se logran con velocidades de corte de 200 – 220 m/min y tasa de avance

alto con valor de 0.3 mm/rev. Confirmándose que existe relación entre ambos

parámetros para mejorar el rendimiento de la herramienta de corte.

73

5.1.2.1. Análisis de efectos principales de medias y relación señal-ruido (S/N).

De la Tabla 5.6, se tienen los valores de respuesta más significativos para S/N y de las

gráficas, Figura 5.5 y Figura 5.6, se observa, que los valores que minimizan el desgaste

del flanco (VBmáx) son: vc en nivel 1 (150 m/min), ap en nivel 2 (0.4 mm) y f en nivel 3

(0.3 mm/rev). El gráfico del efecto principal en la Figura 5.5 indica que el desgaste del

flanco disminuye al aumentar la tasa de avance (f).

Figura 0.22. Efectos principales para medias de datos para VBmáx. [Fuente: elaboración propia]

Figura 0.23. Efectos principales para relaciones S/N para VBmáx. [Fuente: elaboración propia]

Los resultados experimentales muestran que VBmáx promedio de la herramienta de

corte disminuye a mayor valor de la tasa de avance y un valor medio de profundidad

de corte, la velocidad de corte puede considerarse un parámetro que menos afecta

74

directamente al desgaste de la herramienta. Sin embargo, la interacción entre alta

velocidad de corte y alta tasa de avance mejoran el rendimiento del desgaste de la

herramienta.

5.1.2.2. Análisis de varianza (ANOVA).

Mediante el ANOVA, se analizan los efectos de vc, ap y f, sobre el desgaste del flanco

(VBmáx) de la herramienta de corte. Los resultados del ANOVA para VBmáx se muestran

en la Tabla 5.7. Realizado con 5% de nivel de significancia y 95% de nivel de

confidencialidad. La influencia de cada parámetro en el rendimiento del proceso de

acuerdo con la Tabla 5.7 muestra que el factor más importante que afecta el desgaste

del flanco es la tasa de avance (f) con F de 2.77 y tasa de contribución de 40.16%,

seguido de la velocidad de corte (vc) con 23.31% de contribución. La profundidad de

corte (ap) presenta un efecto del 22.04% de la variabilidad total sobre el desgaste del

flanco de la herramienta.

Tabla 0.12. Resultados del ANOVA para desgaste del flanco VBmáx. [Fuente: elaboración propia]

Fuente de

varianza

Grados de libertad (GDL)

Suma de cuadrados

(SS)

Media de los cuadrados

(MS)

Relación F

Tasa de contribución

(%)

vc 2 0.4147 0.2074 1.61 23.31

ap 2 0.3922 0.1961 1.52 22.04

f 2 0.7146 0.3573 2.77 40.16 Error 2 0.2579 0.1289 - 14.49 Total 8 1.7793 - - 100

Los valores en negritas representan el factor de mayor influencia.

Se corroboran los valores obtenidos en la relación S/N, con los resultados del ANOVA,

comprobando que efectivamente el desgaste de la herramienta de corte es afectado

por la tasa de avance y la velocidad de corte. V. N. Gaitonde et al. [53] obtuvo en el

torneado del AISI D2 con insertos cerámicos wiper CC650WG, que el máximo desgaste

de la herramienta de corte se da con velocidad de corte de 150 m/min para todos los

valores de la tasa de avance. Lima et al. [54] investigaron la maquinabilidad del acero

para herramientas de trabajo en frío AISI D2 (58 HRC) con una herramienta de corte de

alúmina mixta, el desgaste del flanco de la herramienta de alúmina mixta aumentó

con la velocidad de corte y la profundidad de corte, presentando una tasa de

75

desgaste de la herramienta considerablemente mayor cuando se usa una velocidad

de corte de 220 m/min y una tasa de avance de 0.15 mm/rev.

Esto demuestra que los resultados encontrados en cuanto al desgaste de la

herramienta de corte en función de la tasa de avance y la velocidad de corte son

similares a los resultados encontrados en otras investigaciones, donde se emplea un

tipo de inserto de corte especial para el maquinado del AISI D2, confirmando que es

posible minimizar el desgaste del flanco empleando los parámetros optimos al

mecanizar con insertos PVD – TiAlN.

5.1.2.3. Análisis de superficie de respuesta (RSM).

En las gráficas de la Figura 5.7a y Figura 5.7b, se observa que los desgastes del flanco

de la herramienta de corte incrementan significativamente como una función de la

velocidad de corte (vc) y de la profundidad de corte (ap). La variación en el

incremento de la tasa de avance (f) y de vc tienen un importante efecto de

interacción sobre el aumento de VBmáx, esto puede ser el resultado de una rápida

deformación en el filo de la herramienta debido al espesor del recubrimiento PVD. En

el estudio experimental realizado se encontró que la mejor VBmáx se logra con vc = 200

m/min, ap = 0.4 mm y f = 0.30 mm/rev y los valores óptimos encontrados para vc y ap

fueron de 150 m/min y 0.4 mm, respectivamente y f de 0.3 mm/rev, finalmente, el

desgaste del flanco disminuye al aumentar la tasa de avance.

76

a)

b)

Figura 0.24. Efecto de los parámetros de corte sobre el desgaste del flanco. [Fuente: elaboración propia]

J. A. Arsecularatne et al. [59] describen una investigación con herramientas PCBN para

tornear acero AISI D2 endurecido de 62 HRC, encontrando que los avances y

velocidades más factibles para el desgaste del flanco se encuentran en los rangos de

0.08 – 0.20 mm/rev y 70 – 120 m/min, respectivamente. El valor más alto aceptable de

vida de la herramienta y de volumen de material removido fue obtenido con la más

baja velocidad de corte probada (70 m/min), indicando que esta velocidad es la más

aceptable para el maquinado con la combinación de material de

trabajo/herramienta seleccionados. Encontrando que los valores más apropiados de

avance para este tipo de acero endurecido son en rangos bajos de 0.14 mm/rev para

77

operaciones de acabado y de 0.20 mm/rev para operaciones de desbaste,

aumentando la vida de la herramienta.

J. Yuan et al. [64], consideran que al tornear D2 (58 HRC) en condiciones de corte en

seco, el rango apropiado de velocidades de corte fue entre 80 m/min y 120 m/min, y

un valor de 100 m/min es un nivel preferido por la industria, teniendo en cuenta el

equilibrio entre la menor tasa relativa de desgaste y la mayor productividad.

En relación con lo descrito anteriormente, en este trabajo de Tesis los parámetros de

corte (vc, ap y f) encontrados satisfactorios para disminuir el desgaste de la

herramienta de corte, se pueden lograr empleando baja velocidad de corte, valor

medio de profundidad de corte y alta tasa de avance, parámetros contrarios a lo

obtenido en otras investigaciones con insertos especiales de PCBN. J. A. Arsecularatne

et al. [67] considera que una mayor tasa de avance y profundidad de corte puede

aumentar la probabilidad de la fractura inmediata de la herramienta de corte, por

consecuencia, las combinaciones de tasa de avance moderada y profundidad de

corte relativamente pequeña se utilizan comúnmente en el mecanizado en seco a

alta velocidad de aceros endurecidos.

5.1.2.4. Análisis del desgaste del flanco de la herramienta de corte (VBmáx).

En la Tabla 5.8 se muestra el desgaste y falla por fractura en el flanco de la herramienta

de corte, de los insertos usados en el experimento, para distintas condiciones de corte.

Las imágenes del filo del inserto desgastado fueron tomadas con cámara fotográfica

y posteriormente se obtuvieron micrografías mediante SEM. Las imágenes muestran el

aspecto físico del desgaste en el filo de corte, observando que en los experimentos 2,

4, 6, 7 y 8 el desgaste es del tipo abrasión-adhesión, notándose el filo recrecido o de

aportación, siendo notorias por el aumento en velocidad de corte y tasa de avance.

En cambio, para los experimentos 1, 3, 5 y 9 es más marcada la falla por fractura o

astillamiento del filo, provocado por el aumento en la profundidad de corte y tasa de

avance. Como se observa los insertos sufrieron severo desgaste en el flanco del filo de

corte durante el maquinado del acero AISI D2 endurecido, sin embargo, se obtuvieron

rangos de Ra que son considerados aceptables como acabado superficial, no así para

78

los valores de VBmáx, los cuales están por arriba de los considerados por la norma ASME

para insertos de WC.

S. Chinchanikar y S. K. Choudhury [78] muestran que un rápido deterioro del borde de

corte y una falla por rotura debido al acelerado desgaste por cráter fue normalmente

observado cuando se emplean insertos recubiertos PVD, después de haber sido

removido el espesor del recubrimiento. El aumento de la vc en herramientas con

recubrimiento PVD ha sido un importante parámetro en el incremento de desgaste del

flanco, por lo tanto, la velocidad de corte promueve la carga térmica y mecánica,

aumentando así las temperaturas en el área de corte, acelerando la deformación de

las herramientas de corte [82].

Tabla 0.13. Imágenes del desgaste de flanco después del experimento de mecanizado, inserto PVD.

[Fuente: elaboración propia]

No. Ensayo

Inserto después del mecanizado Imagen en SEM

1

vc = 150 (m/min), ap = 0.2(mm), f = 0.20(mm/rev)

2

vc = 150 (m/min), ap = 0.4 (mm), f = 0.25 (mm/rev)

79

3

vc = 150 (m/min), ap = 0.6 (mm), f = 0.30 (mm/rev)

4

vc = 200 (m/min), ap = 0.2 (mm), f = 0.25 (mm/rev)

5

vc = 200 (m/min), ap = 0.4 (mm), f = 0.30 (mm/rev)

6

vc = 200 (m/min), ap = 0.6 (mm), f = 0.20 (mm/rev)

7

vc = 220 (m/min) , ap = 0.2 (mm), f = 0.30 (mm/rev)

80

8

vc = 220 (m/min), ap = 0.4 (mm), f = 0.20 (mm/rev)

9

vc = 220 (m/min), ap = 0.6(mm), f = 0.25(mm/rev)

A. K. Sahoo y B. Sahoo [12] evaluaron el rendimiento de los insertos de carburo sin

recubrimiento y con recubrimiento multicapa, con respecto al desgaste del flanco. La

progresión del desgaste del flanco para el inserto de carburo revestido con TiN

multicapa fue estable sin ninguna falla prematura por astillado y fracturamiento.

Considerando que esto puede atribuirse debido a la alta dureza, resistencia al

desgaste, bajo coeficiente de fricción y altas propiedades de barrera de difusión del

material revestido con TiN. La abrasión es el mecanismo dominante de desgaste.

K. Orra y S. K. Choudhury [66], al mecanizar acero D2 con vc =110 m/min, f = 0.1 mm/rev

y ap = 0.5 mm, observaron en el análisis del procesamiento de imágenes que el

desgaste del flanco crece constantemente y existe uniformidad en el ancho de

desgaste. A medida que avanza el mecanizado y con el aumento de la temperatura

y la fuerza de fricción, también se observó que el inserto de corte comienza a perder

material, lo que da como resultado la delaminación del material de recubrimiento. Esto

puede deberse a las propiedades presentes en el acero D2 que tiene alto nivel de

tensión de fluencia, lo que hace que el acero D2 sea difícil de mecanizar.

Por otro lado S. A. Khan et al. [77] en sus investigaciones, encontraron el efecto de la

microgeometría de insertos wiper para regímenes críticos de dureza del material, en el

torneado de un acero AISI D2 sin fluido de corte, maquinando piezas con durezas de

81

55 HRC y 60 HRC. La dureza de la pieza de trabajo fue considerada como la más

significativa en la vida de la herramienta, el tipo de inserto y la tasa de avance fueron

los parámetros dominantes, se observó una huella de desgaste en el filo principal en el

menor borde de corte, siendo el modo de desgaste dominante. La microdureza

aumento en la superficie mecanizada para herramientas nuevas y gastadas hasta una

profundidad de 200 µm. La combinación de altas velocidades de avance (0.281

mm/rev) y profundidad de corte (0.20 mm), reveló como el principal daño

microestructural la extracción de material.

De los resultados de otras investigaciones, comparadas a las obtenidas en este trabajo

de Tesis, se puede relacionar que al maquinar un acero endurecido como el AISI D2

(65 HRC) con insertos PVD – TiAlN, provoca un daño excesivo y localizado en el filo de

la herramienta de corte, ya sea por el aumento en la velocidad de corte, tasa de

avance o profundidad de corte y por el difícil maquinado del material, sin embargo,

también es importante notar que aunque la herramienta de corte sufre un desgaste

excesivo, la calidad de la superficie maquinada obtenida en algunos ensayos

muestran un valor de acabado excelente. Se puede lograr una disminución del

desgaste, empleando parámetros adecuados de maquinado, como los encontrados

en la optimización.

5.1.2.5. Ecuación de regresión.

La variable dependiente es el desgaste de flanco VBmáx y las variables independientes

son vc, ap y f. Para el modelo lineal se obtiene la siguiente ecuación de regresión, con

una confiabilidad del 21.28 %.

1.69   0.00222     0.28     4.62  máx

VB vc ap f= + + − (5.4)

R2 = 21.28 % y R2 ajustado = 0.0 %

La ecuación predictiva para el modelo de regresión cuadrática (modelo de segundo

orden) del desgaste del flanco VBmáx es:

82

2 2 230.70 0.2141 11.25 120.9 0.000447 13.21 177.5  0.1933 *máx

VB vc ap f vc ap f vc f= − + − + − + − −

(5.5)

R2 = 99.15 % y R2 ajustado = 93.21 %

La Tabla 5.9, muestra los valores obtenidos mediante los modelos de regresión lineal y

cuadrática, así como el porcentaje de error entre el valor experimental y el predicho

en cada modelo, respectivamente. El máximo error de predicción es de 8.937% en el

modelo de regresión cuadrática y en el modelo lineal el máximo error es de 69.291%,

comprobándose que el modelo cuadrático es mejor para la predicción de valores de

VBmáx, de acuerdo con los datos del experimento.

Tabla 0.14. Resultados de los modelos de regresión para VBmáx (mm). [Fuente: elaboración propia]

No. corrida

Factores Valores

experimentales

Valores predichos

ecuación lineal % Error

Valores predichos ecuación

cuadrática % Error

vc ap f VBmáx VBmáx VBmáx

1 150 0.2 0.2 0.873 1.155 32.302 0.916 5.028

2 150 0.4 0.25 0.905 0.980 8.287 0.854 5.679

3 150 0.6 0.3 0.939 0.805 14.270 0.959 2.193

4 200 0.2 0.25 1.972 1.035 47.515 1.984 0.641

5 200 0.4 0.3 0.508 0.860 69.291 0.550 8.385

6 200 0.6 0.2 1.653 1.378 16.636 1.594 3.593

7 220 0.2 0.3 0.64 0.848 32.562 0.583 8.937

8 220 0.4 0.2 0.948 1.366 44.135 0.956 0.801

9 220 0.6 0.25 1.235 1.191 3.530 1.272 3.040

La Figura 5.8, muestra la comparación de los resultados obtenidos en el experimento y

los valores predichos con la ecuación de regresión obtenida del modelo cuadrático.

Como resultado, se demuestra que el modelo de regresión cuadrática es exitoso para

la estimación del desgaste de flanco en el maquinado del AISI D2 empleando insertos

PVD.

83

Figura 0.25. Comparación del modelo de regresión cuadrática (predicha) y los

resultados experimentales para VBmáx. [Fuente: elaboración propia]

5.1.2.6. Estimación del desgaste de flanco óptimo.

Con la técnica de optimización de Taguchi, se requiere de un experimento de

confirmación para validar la condición optimizada. En la estimación del desgaste de

flanco óptimo, se aplica la ecuación:

( ) ( ) ( )m x m x m x m x1 2 3 – – –

á á á áopt VB VB VB VBVB vc T ap T f T T= + + +

(5.6)

Donde (vc1, ap2, f3) representan los valores promedio de nivel óptimo del desgaste de

flanco (Tabla 5.10.) y TVBmáx indica el promedio de todos los valores de VBmáx obtenidos

del estudio experimental (Tabla 5.6). Como resultado de los cálculos, se estimó que

VBopt = 0.238 mm.

Tabla 0.15. Valores de respuesta de medias para VBmáx. [Fuente: elaboración propia]

Niveles Factores de control

Desgaste del flanco (VBmax)

vc ap f

Nivel 1 0.9057 1.1617 1.1580

Nivel 2 1.3777 0.7870 1.3707

Nivel 3 0.9410 1.2757 0.6957

Delta 0.4710 0.4887 0.6750

Los niveles en negrita muestran los valores que optimizan a VBmáx.

84

Se realizan pruebas de confirmación de los factores de control para el método de

Taguchi y las ecuaciones de regresión a niveles óptimos y aleatorios. En la Tabla 5.11,

se da la comparación de los resultados de la prueba y los valores predichos obtenidos

usando el método de Taguchi y las ecuaciones de regresión (ecuaciones (5.4) - (5.6)).

Los valores predichos y los valores experimentales deben estar muy cerca el uno del

otro, para análisis estadísticos confiables, los valores de error deben ser menores al 20%.

Tabla 0.16. Valores predichos y confirmación de resultados por el método de Taguchi y ecuaciones de regresión para VBmáx.

[Fuente: elaboración propia]

Nivel Método de Taguchi Ecuación de

regresión lineal

Ecuación de regresión

cuadrática

VBmáx (mm) Exp. Pred. Error (%)

Exp. Pred. Error (%)

Exp. Pred. Error (%)

vc1ap2 f3

(optimo) 0.909 0.238 73.72 0.909 1.155 27.06 0.909 0.916 0.86

vc2ap2 f2 (aleatorio 2)

0.905 0.913 0.97 0.905 0.980 8.28 0.905 0.853 5.67

vc3ap1 f3 (aleatorio7)

0.640 0.648 1.37 0.640 0.848 32.56 0.640 0.582 8.93

Del análisis de la relación S/N, del ANOVA y del RSM, se concluye que altas velocidades

de corte y tasas de avance fueron observadas en ser efectivas en el incremento del

desgaste del flanco en el experimento. De los parámetros de corte óptimo se obtiene

un valor de VBopt que se considera se encuentra dentro del rango aceptable (> 0.3

mm), sin embargo, con los valores de corte aleatorios y mediante el modelo

cuadrático los valores obtenidos para VBmáx son muy elevados, lo que por consiguiente

provoca un gran detrimento de la herramienta de corte.

5.1.3. Análisis de viruta.

En Tabla 5.12 se muestran imágenes de la viruta obtenida para cada uno de los

ensayos, clasificadas en función de la profundidad de corte (ap), la velocidad de

corte (vc) y la tasa de avance (f) empleados, de acuerdo con los valores

almacenados en la Tabla 5.1. Se presentan las imágenes de la viruta obtenidas al

finalizar el mecanizado, así como una imagen obtenida durante la ejecución del

ensayo, donde se puede apreciar la forma en la que la viruta se separa de la zona de

corte. Las imágenes fueron tomadas y filmadas con una cámara fotográfica.

85

De las observaciones realizadas durante los ensayos experimentales de maquinado y

de las imágenes mostradas en la Tabla 5.12, la morfología de las virutas originadas, son

del tipo arqueada, que desde los primeros instantes del mecanizado presenta

tendencia a enredarse y a la formación de nidos de viruta, lo cual se considera una

viruta de características desfavorables para los parámetros de mecanizado utilizados.

En los casos donde se tiene una disminución de la tasa de avance se observa

formación de viruta extendida, la cual a lo largo de la longitud maquinada tiende a

enredarse (ensayos 1, 2 y 8). Las virutas con una mayor fragmentabilidad se obtienen

solo al inicio del maquinado para los valores bajos de velocidad de corte (ensayos 1,

2 y 3).

Tabla 0.17. Morfología de la viruta obtenida en los ensayos, inserto PVD. [Fuente: elaboración propia]

No. Ensayo

Ejecución del ensayo Viruta obtenida

1

vc = 150 (m/min), ap = 0.2(mm), f = 0.20(mm/rev)

2

vc = 150 (m/min), ap = 0.4 (mm), f = 0.25 (mm/rev)

3

vc = 150 (m/min), ap = 0.6 (mm), f = 0.30 (mm/rev)

86

4

vc = 200 (m/min), ap = 0.2 (mm), f = 0.25 (mm/rev)

5

vc = 200 (m/min), ap = 0.4 (mm), f = 0.30 (mm/rev)

6

vc = 200 (m/min), ap = 0.6 (mm), f = 0.20 (mm/rev)

7

vc = 220 (m/min), ap = 0.2 (mm), f = 0.30 (mm/rev)

8

vc = 220 (m/min), ap = 0.4 (mm), f = 0.20 (mm/rev)

9

vc = 220 (m/min), ap = 0.6(mm), f = 0.25(mm/rev)

87

Los elevados niveles de plasticidad provocan que la viruta se deforme plásticamente

durante el corte, sin llegar a sobrepasar su límite de rotura, por lo que su nivel de

fragmentabilidad es muy bajo, en el rango de los valores de parámetros de corte. Esto

hace que se forme viruta continua, muy larga y con tendencia a enredarse, formando

los característicos nidos de viruta. Los cambios que sufre la geometría de la

herramienta durante el mecanizado, debido a la adhesión de material al filo, originan

modificaciones en las condiciones de corte que propician cambios en la morfología

de la viruta a lo largo de un mismo ensayo.

Por tanto, la obtención de una morfología de viruta de fácil evacuación y que no

origine enredos en la herramienta, o en el resto de los elementos de la máquina

herramienta, se puede conseguir utilizando una combinación de valores de avance

altos y velocidades de corte bajas. Sin embargo, habría que analizar la afectación de

esta combinación de valores sobre Ra y VBmáx.

5.1.4. Confirmación del intervalo de confianza (CI).

El sistema de optimización realizado para la rugosidad superficial Ra y el desgaste de

la herramienta VBmáx, es validado mediante el intervalo de confianza (CI) aplicando

las siguientes ecuaciones [82]:

α=

+

max, ,1,

1 1eRa VB f e

eff

CI F Vn R

(5.7)

=+1eff

dof

Nn

T (5.8)

Donde Fα,1,fe es la relación F con un 95% de confidencialidad, α es el nivel de

significancia, fe son los grados de libertad del error, Ve es la varianza del error, neff es el

número efectivo de réplicas, R es el número de réplicas para confirmación del

experimento (ecuación 5.7). N es el número total de experimentos y Tdof es el total de

los principales grados de libertad (ecuación 5.8).

88

Los valores que se obtienen para cada término de la ecuación (5.7) son: F0.05,1,2 = 18.51

(obtenido de la Tabla E.1, incluida en Anexo E), VeRa = 0.02340 y VeVBmáx = 0.1289 (de

Tabla 5.2 y Tabla 5.7), R = 1. Para la ecuación (5.8) los términos encontrados son: N = 9,

Tdof = 6 y neff = 1.29. Aplicando la ecuación (5.7) y ecuación (5.8) los intervalos de

confianza fueron calculados como CIRa = ± 0.876 y CIVBmáx = ± 2.06. La media del valor

óptimo estimado para Ra y VBmáx, con un intervalo de confianza del 95% son, para Ra:

expop t Ra opt RaRa C I Ra Ra C I − < < −

0.054 0.876 0.165 0.054 0.876− < < +

0.822 0.165 0.93− < <

Para VBmax:

m x m xm x, m x,exp m x,á áá opt VB á á opt VBVB CI VB VB CI − < < −

0.238 2.06 0.909 0.238 2.06− < < +

1.8 0.909 2.298− < <

Los valores de Raexp y VBmáx,exp obtenidos del estudio experimental están dentro de los

límites de intervalo de confianza, por lo que el sistema de optimización de la rugosidad

superficial y del desgaste del flanco usando el método de Taguchi, se logra con un

nivel de significancia de 0.05.

5.1.5. Discusión.

Se realizaron pruebas de confirmación de los factores de control para el método de

Taguchi y ecuaciones de regresión a niveles óptimos y aleatorios. En la Tabla 5.5 y Tabla

5.9, se enumera la comparación de los resultados experimentales y los valores

predichos obtenidos mediante el método de Taguchi y las ecuaciones de regresión de

primer y segundo orden. Los valores predichos y los valores experimentales son muy

similares entre sí en los modelos de regresión cuadrática para Ra y VBmax. Para análisis

estadísticos confiables, los valores de error deben ser inferiores al 20% [85]. Aunque los

porcentajes de error calculados en el desgaste del flanco son más altos que los de la

rugosidad de la superficie, están dentro de los límites aceptables. Por lo tanto, los

resultados obtenidos de las pruebas de confirmación reflejan una optimización exitosa

mediante el diseño de experimento por el método de Taguchi.

89

5.1.5.1. Relación entre Ra y VBmáx.

La Figura 5.9 muestra la relación entre la rugosidad superficial Ra y el desgaste del

flanco VBmáx de los valores obtenidos experimentalmente para el inserto del tipo PVD.

Se observa que en los experimentos 2, 3, 8 y 9 existe relación entre ambas variables ya

que el aumento en el desgaste del flanco de la herramienta de corte provoca un

aumento en la rugosidad superficial. Los valores más bajos obtenidos de Ra (puntos 1,

4 y 6 de la Figura 5.9) se deben a la disminución de la profundidad de corte y tasa de

avance, pero no favorecen en el valor de VBmáx, ya que el desgaste del flanco de la

herramienta se incrementa, esto por la relación en el aumento de la velocidad de

corte, es decir, esta combinación de parámetros favorece al acabado de la

superficie, pero no al desgaste de la herramienta.

Los valores más bajos para VBmáx (puntos 5 y 7, Figura 5.9) se obtienen con velocidad

de corte y tasa de avance alta, lo cual es contrario para Ra ya que su valor

incrementa. Por lo tanto, se verifica que existe una relación entre el desgaste del flanco

de la herramienta de corte y la rugosidad de la superficie maquinada, obtenidas en el

experimento.

Figura 0.26. Relación entre Ra y VBmáx. Fuente: elaboración propia]

90

Durante los experimentos se pudo observar que con velocidades de corte elevados se

obtienen mejor calidad en la superficie maquinada, sin embargo, también afecta en

el aumento de temperatura en dicha superficie, esto por las fuerzas de contacto

originadas entre la pieza de trabajo y el borde del filo de la herramienta de corte.

Distintos autores afirman que el comportamiento de los recubrimientos del material del

inserto afecta a la rugosidad superficial de la pieza mecanizada [12], y al desgaste de

la herramienta de corte [12], [45].

5.2 ANÁLISIS DE RESULTADOS DE INSERTOS CON RECUBRIMIENTO CVD.

Se procedió a la realización del experimento con el inserto CVD – Ti (C,N) + Al2O3 + TiN,

la metodología a seguir es la misma que se aplicó para el experimento con la

herramienta PVD. Por lo tanto, por simplicidad en la descripción, a continuación, se

presentan los resultados obtenidos del experimento y su análisis respectivo.

5.2.1. Análisis de la rugosidad (Ra) sobre la superficie de maquinado.

La Tabla 5.13, muestra los valores obtenidos de Ra y de S/N en el experimento realizado.

Se observa que el menor valor obtenido de Ra es de 0.433 µm (corrida 1) y el valor

máximo fue de 1.378 µm (corrida 8), así mismo el valor medio total de la rugosidad

superficial resulto de 0.9066 µm. Con relación a la S/N, el valor más bajo resultó de -

0.52249 dB (corrida 7) y el más alto fue de 7.2704 dB (corrida 1). De los resultados

obtenidos en la Tabla 5.13, se verifica que existe una relación entre el menor valor de

Ra y el mayor valor de S/N (corrida 1).

91

Tabla 0.18. Arreglo ortogonal L9 diseño de experimento de Taguchi y resultados de Ra y S/N obtenidos. [Fuente: elaboración propia]

No. corrida

vc (m/min) ap (mm) f (mm/rev) Ra (µm) S/N (dB)

1 150 0.2 0.20 0.433 7.2704

2 150 0.4 0.25 0.823 1.6900

3 150 0.6 0.30 0.515 5.76386

4 200 0.2 0.25 0.788 2.06948

5 200 0.4 0.30 1.117 -0.96106

6 200 0.6 0.20 1.355 -2.63879

7 220 0.2 0.30 1.062 -0.52249

8 220 0.4 0.20 1.378 -2.78498

9 220 0.6 0.25 0.688 3.24823

TRa (valor medio total de la rugosidad superficial) = 0.9066 µm

Al igual que los efectos observados durante el maquinado con insertos PVD, también

con los insertos CVD se presentó el excesivo calentamiento de la viruta desprendida

en el proceso de corte, en la interfaz filo de la herramienta de corte–pieza maquinada.

Ocasionando en algunas de las corridas, un tiempo de espera para que la pieza

maquinada se enfriará y poder realizar las mediciones de Ra. Como se menciona en

[51] con parámetros de mecanizado adecuados es posible obtener una rugosidad

superficial (Ra < 0.8 µm) que corresponde a una alta precisión dimensional sin

necesidad de operaciones de rectificado cilíndrico. Los resultados obtenidos en el

maquinado con el inserto tipo CVD – Ti (C, N) + Al2O3 + TiN, también permite obtener

excelentes valores de Ra, siendo el mejor 0.433 µm.

C. H. C. Haron et al. [72] estudiaron lo relacionado a la integridad de la superficie del

acero para herramienta AISI D2 (25 HRC) considerando los aspectos de rugosidad

superficial, topografía de la superficie y dureza de la superficie. Utilizaron insertos de

carburo recubiertos (KC 9125) y sin recubrimiento (K 313), en torneado en seco, en

distintas velocidades de corte y tasas de avance, manteniendo constante la

profundidad de corte. Empleando el diseño de experimentos de Taguchi encontraron

los mejores parámetros de maquinado, los resultados mostraron que la Ra para las

herramientas de carburo sin recubrimiento están en el rango de 0.36 – 4.05 μm y para

los insertos con recubrimiento se encontraron en el rango de 0.30 – 1.51 μm. Para ambos

insertos el más bajo nivel de Ra se encontró con vc = 250 m/min y f = 0.05 mm/rev. Por

lo que los valores obtenidos para Ra en los rangos de 0.433 – 1.378 μm, con el inserto

tipo CVD, se encuentran en valores aceptables de rugosidad para un maquinado de

92

este tipo. De forma tal que empleando parámetros de corte adecuados es posible

emplear este tipo de insertos y lograr un buen valor de rugosidad superficial en la pieza

maquinada.

5.2.1.1. Análisis de efectos principales de medias y relación señal – ruido (S/N).

Observando la gráfica de efectos principales de S/N, Figura 5.11, el nivel óptimo de los

parámetros del proceso que minimizan a Ra es: vc en nivel 1 (150 m/min), ap en nivel

1 (0.2 mm) y f en nivel 2 (0.25 mm/rev). El gráfico del efecto principal de medias,

mostradas en la Figura 5.10, indica que el acabado de la superficie se mejora al

disminuir la velocidad de corte (vc).

Figura 0.27. Efectos principales para medias de datos para Ra. [Fuente: elaboración propia]

Figura 0.28. Efectos principales para relaciones S/N para Ra. [Fuente: elaboración propia]

93

R. Suresh et al. [37] analizaron la influencia de la velocidad de corte, tasa de avance,

profundidad de corte y tiempo de mecanizado, en las características de

maquinabilidad como la fuerza de mecanizado, rugosidad superficial y desgaste de la

herramienta, durante el torneado del acero AISI 4340 con insertos de carburo

recubiertos. Del análisis paramétrico, se revela que la combinación de baja tasa de

avance, baja profundidad de corte y el bajo tiempo de mecanizado con alta

velocidad de corte son favorables para minimizar la rugosidad de la superficie.

S. Chinchanikar y S. K. Choudhury [78] en su investigación del estado del arte sobre

estudios experimentales del maquinado de acero endurecido, mencionan que los

investigadores han realizado grandes esfuerzos para evaluar el desempeño del

maquinado en términos de vida de la herramienta, rugosidad superficial, fuerzas de

corte y morfología de la viruta durante el maquinado de acero endurecido en distintos

niveles de dureza usando herramientas de WC recubiertos. Los análisis de estos estudios

concluyen que la combinación óptima de baja tasa de avance y baja profundidad

de corte con alta velocidad de corte es satisfactoria para reducir la rugosidad

superficial. La tasa de avance y la dureza de la pieza de trabajo tienen significancia

estadística sobre la rugosidad superficial.

Por lo anterior, los resultados experimentales obtenidos en este trabajo de Tesis

confirman que la rugosidad promedio de la superficie disminuye a menor velocidad y

profundidad de corte, pero a una tasa de avance intermedia. Comprobando que los

parámetros de corte empleados en el experimento con el inserto CVD, permiten

obtener buena calidad superficial.

5.2.1.2. Análisis de varianza (ANOVA).

De acuerdo con la Tabla 5.14 (valores en negritas), el factor más importante que

afecta la rugosidad de la superficie es la velocidad de corte vc, con F de 2.69 y tasa

de contribución de 48.27%, seguido de la profundidad de corte (ap, F de 1.14) y de la

tasa de avance (f, F de 0.75). En este caso se concluye que la tasa de avance no

94

contribuye significativamente en la rugosidad de la superficie maquinada con el

inserto CVD.

Tabla 0.19. Resultados del ANOVA para la rugosidad superficial (Ra). [Fuente: elaboración propia]

Fuente de

varianza

Grados de libertad (GDL)

Suma de cuadrados

(SS)

Media de los cuadrados

(MS)

Relación F

Tasa de contribución

(%)

vc 2 0.4529 0.2644 2.69 48.27 ap 2 0.1916 0.09580 1.14 20.42

f 2 0.1256 0.06281 0.75 13.40

Error 2 0.1681 0.08404 - 17.91

Total 8 0.9382 - - 100

Los valores en negritas representan el factor de mayor influencia.

J. G. Lima et al. [54] investigaron la maquinabilidad del AISI D2 (58 HRC) empleando

una herramienta de corte de alúmina mixta. Los resultados indicaron que los insertos

de alúmina produjeron un acabado superficial comparable y cercano al rectificado

cilíndrico. Evaluaron los cambios de la rugosidad superficial en el acero AISI D2 (58 HRC)

concluyendo que los valores de Ra aumentaron con la tasa de avance y se redujeron

a medida que la velocidad de corte fue elevada, oscilando entre 0.28 y 1.12 µm.

H. Bensouilah et al. [61] presentaron los efectos de vc, f y ap sobre la evolución de la

rugosidad superficial durante el torneado duro del acero AISI D3 con insertos de

cerámica del tipo CC6050 y CC650. Encontrando que para el inserto CC6050 la

calidad de la superficie obtenida es 1.6 veces mejor que la obtenida con el inserto sin

recubrimiento CC650, en ambos casos la tasa de avance influye en 84.39% y 54.19%,

respectivamente. Al maquinar el AISI D2 (56 HRC) con insertos CVD, se logran buenos

resultados de acabado superficial como ya se mencionó anteriormente, en este caso,

se determina que en efecto para este tipo de inserto la velocidad de corte tiene mayor

influencia en el valor de Ra, en comparación con la tasa de avance. Semejante a

deducciones hechas en otras investigaciones, pero contrarias a otras donde el factor

de mayor influencia es la tasa de avance. Esto se debe a las características

fisicoquímicas del recubrimiento empleado en el inserto.

95

5.2.1.3. Análisis de superficie de respuesta (RSM).

En la Figura 5.12a y Figura 5.12b, se observa en las RS la interrelación entre los factores

que afectan la rugosidad superficial. Al incrementar la velocidad de corte y la

profundidad de corte o la velocidad de corte y la tasa de avance, respectivamente,

el valor de Ra aumenta. La tasa de avance por sí sola no tiene un efecto significativo

directo sobre Ra, pero interactúa con ap y vc.

La rugosidad superficial (Ra) se encuentra en función de la velocidad de corte (vc), un

aumento en vc causa un incremento significativo en el valor de Ra. En el estudio

experimental realizado se encontró que la mejor Ra se logra con vc = 150 m/min, ap =

0.2 mm y f = 0.20 mm/rev y los valores óptimos encontrados para vc y ap son los mismos,

excepto el valor de f que se encontró en el nivel de 0.25 mm/rev.

96

a)

b)

Figura 0.29. Efecto de los parámetros de corte sobre Ra. [Fuente: elaboración propia]

S. Chinchanikar y S. K. Choudhury [69] investigaron el rendimiento de la herramienta de

carburo recubierto considerando el efecto de la dureza del material de trabajo y los

parámetros de corte durante el torneado del acero AISI 4340 endurecido a diferentes

niveles de dureza (35 y 45 HRC). Velocidad de corte, avance y profundidad de corte

tienen un efecto de interacción en la Ra. Las condiciones óptimas encontradas

mediante la metodología del RSM, fueron el uso de un menor valor de tasa de avance

(0.15 mm/rev), menor profundidad de corte (1 mm) y limitar la velocidad de corte a

97

235 y 144 m/min; para el torneado de los materiales de trabajo de 35 y 45 HRC,

respectivamente, asegurando minimizar la rugosidad de la superficie.

W. H. Yang y Y. S. Tarng [70] mediante la metodología de Taguchi investigaron las

características del torneado del acero S45C empleando herramientas de corte de WC

grado P10, encontrando que los valores optimos encontrados fueron: vc = 135 m/min,

f = 0.08 mm/rev y ap = 1.1 mm, los cuales logran minimizar a Ra.

La interrelación entre los factores vc, ap y f que afectan la Ra para insertos del tipo

CVD estudiados en esta Tesis, muestran que al incrementar la vc y ap o vc y f,

respectivamente, el valor de Ra aumenta, observando una interrelación entre ambos

parámetros de corte. También se encontró que efectivamente al disminuir vc, ap y f se

obtienen mejores resultados de Ra.

5.2.1.4. Ecuación de regresión.

Mediante el análisis de regresión se obtiene la ecuación predictiva para la rugosidad

superficial. Para el modelo lineal se obtiene la siguiente ecuación de regresión:

0.146 0.00713 0.229 1.57Ra vc ap f= − + + − (5.9)

R2 = 47.55 % y R2ajustado = 16.07 %

La ecuación predictiva para el modelo de regresión cuadrática de la rugosidad

superficial es:

2 2 2 4.50 0.0814v 11.35 35.0 0.000173 7.48 62.5 0.0270 *Ra c ap f vc ap f vc ap= − + + − − − + −

(5.10)

R2 = 90.19 % y R2 ajustado = 21.54 %

El modelo de segundo orden explica aproximadamente el 90.19% de la variabilidad

de las respuestas en la predicción de nuevas observaciones en comparación con el

modelo de primer orden. La Tabla 5.15, muestra los valores obtenidos mediante los

modelos de regresión lineal y cuadrática, así como el porcentaje de error entre el valor

98

experimental y el predicho en cada modelo, respectivamente. Verificándose que el

modelo de regresión cuadrática logra predecir los valores de Ra con máximo error de

22.271%, en comparación con el modelo lineal, cuyo máximo error es del orden de

69.694%.

Tabla 0.20. Resultados de los modelos de regresión para Ra (µm). [Fuente: elaboración propia]

No. corrida

Factores Valores

experimentales

Valores predichos ecuación

lineal % Error

Valores predichos ecuación

cuadrática % Error

vc ap f Ra Ra Ra

1 150 0.2 0.2 0.433 0.655 51.339 0.478 10.461

2 150 0.4 0.25 0.823 0.622 24.349 0.696 15.315

3 150 0.6 0.3 0.515 0.589 14.543 0.629 22.271

4 200 0.2 0.25 0.788 0.933 18.439 0.907 15.107

5 200 0.4 0.3 1.117 0.900 19.373 1.168 4.583

6 200 0.6 0.2 1.355 1.103 18.568 1.237 8.693

7 220 0.2 0.3 1.062 0.997 6.082 0.942 11.242

8 220 0.4 0.2 1.378 1.200 12.902 1.502 8.998

9 220 0.6 0.25 0.688 1.167 69.694 0.744 8.175

La Figura 5.13, muestra la comparación de los resultados obtenidos en el experimento

y los valores predichos con la ecuación de regresión obtenida del modelo cuadrático.

Se observa que hay una buena relación entre los valores predichos y los obtenidos en

el experimento, por lo tanto, se demuestra que el modelo de regresión cuadrática es

exitoso para la estimación de la rugosidad superficial en el torneado duro utilizando

inserto de WC revestido mediante CVD.

99

Figura 0.30. Comparación del modelo de regresión cuadrática (predicha) y los

resultados experimentales para Ra. [Fuente: elaboración propia]

5.2.1.5. Estimación de la rugosidad superficial óptima.

En la estimación de la rugosidad superficial óptima, se aplica nuevamente la ecuación:

( ) ( ) ( )1 1 2 – – – opt Ra Ra Ra Ra

Ra vc T ap T f T T= + + +

(5.11)

Donde (vc1, ap1, f2) representan los valores promedio de nivel óptimo de rugosidad

superficial (Tabla 5.16) y TRa indica el promedio de todos los valores de Ra obtenidos

del estudio experimental (Tabla 5.13). Como resultado de los cálculos, se estimó que

Raopt = 0.223 µm.

Tabla 0.21. Valores de respuesta de medias para Ra. [Fuente: elaboración propia]

Niveles

Factores de control

Rugosidad superficial (Ra)

vc ap f Nivel 1 0.5093 0.7610 1.0553 Nivel 2 1.0867 1.1060 0.7663 Nivel 3 1.0427 0.8527 0.8980 Delta 0.4963 0.3450 0.2890

Los niveles en negrita muestran los valores que optimizan a Ra.

Se realizan de igual forma las pruebas de confirmación de los factores de control para

el método de Taguchi y las ecuaciones de regresión a niveles óptimos y aleatorios. En

la Tabla 5.17, se da la comparación de los resultados obtenidos. Los resultados de

confirmación reflejan valores confiables mediante el modelo de regresión cuadrática.

100

Tabla 0.22. Valores predichos y confirmación de resultados por el método de Taguchi y ecuaciones de regresión para Ra.

[Fuente: elaboración propia]

Nivel Método de Taguchi Ecuación de regresión

lineal

Ecuación de regresión cuadrática

Ra (µm) Exp. Pred. Error (%)

Exp. Pred. Error (%)

Exp. Pred. Error (%)

vc1ap1 f2

(optimo) 0.128 0.223 74.53 0.128 0.498 289.2 0.128 0.103 19.29

vc2ap2 f2 (aleatorio

2) 0.823 1.145 39.22 0.823 0.622 24.34 0.823 0.696 15.31

vc3ap1 f3 (aleatorio

7) 1.062 0.888 16.33 1.062 0.997 6.08 1.062 0.942 11.24

Los resultados obtenidos de las pruebas de confirmación reflejan valores confiables

mediante el modelo de regresión cuadrática, resultando en valores de acabado

superficial satisfactorios, por lo que el modelo de segundo orden ayuda a predecir las

respuestas de Ra con mayor aproximación al valor experimental. El porcentaje de error

más alto encontrado es de 19.29%, por lo que se demuestra la confiabilidad de los

valores predichos. Se concluye nuevamente que, mediante la metodología de

Taguchi, el análisis de superficie de respuesta y los modelos de regresión, es posible

encontrar parámetros optimos de corte que ayuden a minimizar la rugosidad

superficial maquinada, permitiendo emplear insertos de corte CVD – Ti (C, N) + Al2O3 +

TiN de bajo costo, para el maquinado de un acero endurecido AISI D2 (65 HRC).

5.2.2. Análisis del desgaste del flanco de la herramienta de corte (VBmáx).

Una vez obtenidos los valores del desgaste del flanco VBmáx, se realiza el análisis

completo del diseño de experimento de Taguchi. La Tabla 5.18, muestra el arreglo

ortogonal y los resultados del experimento. Se observa que el menor valor obtenido de

VBmáx es de 0.807 mm (corrida 2) y el valor máximo fue de 2.448 mm (corrida 5), así

mismo el valor medio total del desgaste de la herramienta de corte resulto de 1.6422

mm. En relación con la S/N, el valor más bajo resultó de -2.09657 dB (corrida 3) y el más

alto fue de 1.86253 dB (corrida 2). Se verifica que existe una relación entre el menor

valor de VBmáx y el mayor valor de S/N (corrida 2), lo cual corresponde a la mejor

característica de rendimiento.

101

Tabla 0.23. Arreglo ortogonal L9 diseño de experimento de Taguchi y resultados del experimento.

[Fuente: elaboración propia]

No. corrida

vc (m/min) ap (mm) f (mm/rev) VBmáx (mm) S/N (dB)

1 150 0.2 0.20 0.847 1.44233

2 150 0.4 0.25 0.807 1.86253

3 150 0.6 0.30 1.273 -2.09657

4 200 0.2 0.25 1.647 -4.33387

5 200 0.4 0.30 2.448 -7.77623

6 200 0.6 0.20 1.819 -5.19665

7 220 0.2 0.30 1.921 -5.67055

8 220 0.4 0.20 1.985 -5.95521

9 220 0.6 0.25 2.033 -6.16275

TVBmáx (valor medio total del desgaste) = 1.6422 mm

Al igual que los maquinados realizados con insertos PVD, también al maquinar con

insertos CVD con los mismos niveles en los parámetros de corte, se observaron

aumentos en la temperatura en la pieza maquinada y la formación de nidos de viruta,

pero a diferencia de los insertos PVD, aquí fue más notoria la acumulación de viruta en

la mayoría de los ensayos, ya que, en otros, la viruta si logro extenderse, aunque en

menor cantidad. Las herramientas sufrieron severo desgaste del filo, generando una

serie de chispazos durante el proceso de arranque de material.

5.2.2.1. Análisis de efectos principales de medias y relación señal-ruido (S/N).

Considerando como objetivo minimizar el desgaste del flanco (VBmáx) en la

herramienta de corte, de las gráficas Figura 5.14 y Figura 5.15, se observa, que los

valores que minimizan el desgaste del flanco son: vc en nivel 1 (150 m/min), ap en nivel

1 (0.2 mm) y f en nivel 2 (0.25 mm/rev). Así mismo, la gráfica del efecto principal en la

Figura 5.15 indica que el desgaste del flanco se reduce al disminuir la velocidad de

corte.

102

Figura 0.31. Efectos principales para medias de datos para VBmáx. [Fuente: elaboración propia]

Figura 0.32. Efectos principales para relaciones S/N para VBmáx. [Fuente: elaboración propia]

G. K. Dosbaeva et al. [58] compararon el rendimiento de las herramientas de WC

recubiertas mediante CVD con capa intermedia de Al2O3, con las herramientas de

bajo contenido de PCBN en el torneado duro del acero para herramientas D2 (52 HRC).

Los aumentos de la vida útil de la herramienta recubierta de WC en comparación con

PCBN pueden alcanzar el 330 % a una velocidad de corte de 60 m/min y la

temperatura de corte correspondiente de 824 °C. Al aumentar la velocidad de corte

a 175 m/min, y en consecuencia la temperatura de corte a más de 1100 °C, el PCBN

tiene la vida útil más larga debido a su mayor dureza en caliente. S. R. Das et al. [60]

encontraron en el torneado en seco del acero AISI D2 con insertos de carburo

103

recubiertos, que la profundidad de corte y la velocidad de corte son los parámetros

que tienen más influencia sobre el desgaste de la herramienta. Los valores mínimos de

desgaste de la herramienta y baja temperatura de la superficie maquinada se

encontraron con vc = 150 m/min, ap = 0.5 mm y f = 0.25 mm/rev.

Los resultados experimentales obtenidos en la Tesis muestran que VBmáx promedio de la

herramienta de corte disminuye a menor valor de la velocidad de corte, tasa de

avance y profundidad de corte. Por lo que se puede comprobar con otras

investigaciones dentro del estado el arte que en efecto al aumentar la velocidad de

corte aumenta la temperatura de corte y por consecuencia la vida de la herramienta

disminuye, al aumentar el desgaste del filo de corte.

5.2.2.2. Análisis de varianza (ANOVA).

De acuerdo con la Tabla 5.19, el factor más importante que afecta el desgaste del

flanco es la velocidad de corte (vc) con F de 19.62, con tasa de contribución de 80.14

%, seguido del avance (f), contribución 10.43 % y de la profundidad de corte (ap), con

contribución de 5.33 %. Esto indica que la profundidad de corte no contribuye

significativamente en el desgaste de flanco del inserto CVD.

Tabla 0.24. Resultados del ANOVA para desgaste del flanco VBmáx. [Fuente: elaboración propia]

Fuente de varianza

Grados de libertad (GDL)

Suma de cuadrados

(SS)

Media de los cuadrados

(MS)

Relación F

Tasa de contribución

(%)

vc 2 1.9994 0.99972 19.62 80.14 ap 2 0.1331 0.06655 1.31 5.33

f 2 0.2603 0.13017 2.55 10.43

Error 2 0.1019 0.05095 - 4.1

Total 8 2.4948 - - 100

Los valores en negritas representan el factor de mayor influencia.

Al igual que en [58], en los experimentos desarrollados en la Tesis, se corrobora que

efectivamente el aumento en el desgaste de la herramienta de corte es afectado por

la velocidad de corte y la tasa de avance en mayor proporción, comparadas con la

profundidad de corte. Contrario a lo observado en [60], donde la profundidad de

104

corte y la velocidad de corte son los parámetros que tienen más influencia sobre el

desgaste de la herramienta.

5.2.2.3. Análisis de superficie de respuesta (RSM).

Se observa que el desgaste del flanco de la herramienta de corte incrementa

significativamente como una función del aumento en la velocidad de corte y de la

profundidad de corte o de la velocidad de corte y la tasa de avance (Figura 5.16a y

Figura 5.16b). Se encontró que la mejor VBmáx se logra con vc = 150 m/min, ap = 0.4 mm

y f = 0.25 mm/rev y los valores óptimos encontrados para vc y ap fueron de 150 m/min

y 0.2 mm, respectivamente y f de 0.25 mm/rev, finalmente, el desgaste del flanco

decrece al disminuir la velocidad de corte ya que es el parámetro que más lo afecta.

105

a)

b)

Figura 0.33. Efecto de los parámetros de corte sobre VBmáx. [Fuente: elaboración propia]

S. R. Das et al. [60] encontraron en el torneado en seco del acero AISI D2 con insertos

de carburo recubiertos CVD, con designación CNMG – 120408, que la profundidad de

corte y la velocidad de corte son los parámetros que tienen más influencia sobre el

desgaste de la herramienta. Los valores mínimos de desgaste de la herramienta y baja

temperatura de la superficie maquinada se encontraron con vc = 150 m/min, ap = 0.5

mm y f = 0.25 mm/rev.

106

Lo anterior corresponde a los parámetros que se obtuvieron en los experimentos

realizados en este trabajo de Tesis, donde el mínimo valor de VBmáx se logra con valores

intermedios de profundidad de corte, pero con una mínima tasa de avance y

velocidad de corte, similar a lo encontrado en el estado del arte.

5.2.2.4. Análisis del desgaste del flanco de la herramienta de corte (VBmáx).

En la Tabla 5.20 se muestra el desgaste y falla por fractura en el flanco de la

herramienta de corte, de los insertos usados en el experimento para distintas

condiciones de corte. Las imágenes muestran el aspecto físico del desgaste en el filo

de corte, observando que en los experimentos 3, 4, 5, 8 y 9 el desgaste del flanco es

del tipo abrasión-adhesión, siendo notorias por el aumento en velocidad de corte y

profundidad de corte, además de resultar las de mayor valor en longitud de desgaste

VBmáx. En cambio, para los experimentos 1, 2, 6 y 7 es más marcada la falla por fractura

o despostillamiento del filo, provocado por el decremento en la velocidad de corte y

tasa de avance y aumento en la tasa de avance.

Tabla 0.25. Imágenes del desgaste de flanco después del experimento de mecanizado, inserto CVD.

[Fuente: elaboración propia]

No. Ensayo

Inserto después del mecanizado Imagen en SEM

1

vc = 150 (m/min), ap = 0.2(mm), f = 0.20(mm/rev)

2

vc = 150 (m/min), ap = 0.4 (mm), f = 0.25 (mm/rev)

107

3

vc = 150 (m/min), ap = 0.6 (mm), f = 0.30 (mm/rev)

4

vc = 200 (m/min), ap = 0.2 (mm), f = 0.25 (mm/rev)

5

vc = 200 (m/min), ap = 0.4 (mm), f = 0.30 (mm/rev)

6

vc = 200 (m/min), ap = 0.6 (mm), f = 0.20 (mm/rev)

7

vc = 220 (m/min), ap = 0.2 (mm), f = 0.30 (mm/rev)

108

8

vc = 220 (m/min), ap = 0.4 (mm), f = 0.20 (mm/rev)

9

vc = 220 (m/min), ap = 0.6(mm), f = 0.25(mm/rev)

X. Chen et al. [75] encontraron en la herramienta WC recubierta mediante CVD y una

herramienta cermet, que la primera sufrió severo desgaste por cráter debido a los

mecanismos de desgaste por difusión y adhesión. La calidad de la superficie

maquinada por la herramienta cermet fue ligeramente más baja que la obtenida por

la herramienta recubierta y la rugosidad media incrementa exponencialmente con el

tiempo en ambas herramientas.

G. K. Dosbaeva et al. [58] compararon el rendimiento de las herramientas de WC

recubiertas mediante CVD con capa intermedia de Al2O3, con las herramientas de

bajo contenido de PCBN en el torneado duro del acero para herramientas D2 (52 HRC).

Los resultados revelaron que la herramienta de WC recubierto puede superar a la de

PCBN en el mecanizado del material seleccionado dentro de un cierto rango de

velocidades de corte (rango de temperatura de corte). El análisis de espectroscopia

fotoelectrónica de rayos X (XPS) mostró la formación de tribopelículas de Ti-O y Cr-O

en la superficie de la herramienta expuesta a temperaturas de corte de hasta 923 °C

(velocidades de corte de 100 m/min). Los aumentos de la vida útil de la herramienta

recubierta de WC en comparación con PCBN pueden alcanzar el 330 % a una

velocidad de corte de 60 m/min y la temperatura de corte correspondiente de 824 °C.

Al aumentar la velocidad de corte a 175 m/min, y en consecuencia la temperatura de

109

corte a más de 1100 °C, estas tribopelículas se vuelven ineficaces, y el PCBN tiene la

vida útil más larga debido a su mayor dureza en caliente.

Comparando los resultados encontrados en el estado del arte en el torneado duro de

un acero AISI D2 (65 HRC) con insertos CVD – Ti (C,N) + Al2O3 + TiN, se encuentra que

los parámetros de corte empleados en el maquinado, originan un desgaste excesivo

en el filo de la herramienta de corte, en parte por ser maquinados de alta velocidad,

lo que produce excesiva fricción y choque entre pieza de trabajo y herramienta de

corte, aunado al aumento de temperatura generada en dicho proceso. Se originan

los tipos de desgaste denominados por cráter, fractura, adhesión y filo recrecido.

También se comprueba que el valor medido del desgaste de flanco de la herramienta

de corte CVD, sobrepasa el límite indicado por la norma ASME, ya que están por arriba

de 0.6 mm.

5.2.2.5. Ecuación de regresión.

Para el modelo lineal se obtiene la siguiente ecuación de regresión para VBmax:

  2.349 0.01541 0.592 3.30 máx

vc apVB f− + + += (5.12)

R2 = 84.21 % y R2 ajustado = 74.74 %

La ecuación predictiva para el modelo de regresión cuadrática (modelo de segundo

orden) del desgaste del flanco VBmáx es:

2 2 24.14 0.1080 0.75 48.2 0.000279 3.92 106.8 0.0236 *máx

vc ap f vc ap fV vB c ap− + −= − − − + + (5.13)

R2 = 98.23 % y R2 ajustado = 85.85 %

La Tabla 5.21, muestra los valores obtenidos mediante los modelos de regresión lineal y

cuadrática, así como el porcentaje de error entre el valor experimental y el predicho

en cada modelo, respectivamente. El máximo error de predicción es de 11.065% en el

modelo de regresión cuadrática y en el modelo lineal el máximo error es de 26.926%,

110

comprobándose que el modelo cuadrático es mejor para la predicción de valores de

VBmáx, de acuerdo con los datos del experimento.

Tabla 0.26. Resultados de los modelos de regresión para VBmáx (mm). [Fuente: elaboración propia]

No. corrida

Factores Valores

experimentales

Valores predichos ecuación

lineal %

Error

Valores predichos ecuación

cuadrática %

Error

vc ap f VBmáx VBmáx VBmáx

1 150 0.2 0.2 0.847 0.740 12.526 0.815 3.695

2 150 0.4 0.25 0.807 1.024 26.926 0.896 11.065

3 150 0.6 0.3 1.273 1.307 2.725 1.197 5.946

4 200 0.2 0.25 1.647 1.676 1.785 1.562 5.148

5 200 0.4 0.3 2.448 1.959 19.942 2.412 1.437

6 200 0.6 0.2 1.819 1.748 3.892 1.902 4.606

7 220 0.2 0.3 1.921 2.149 1.90 2.0 4.112

8 220 0.4 0.2 1.985 1.938 2.367 1.898 4.382

9 220 0.6 0.25 2.033 2.221 9.267 1.995 1.849

La Figura 5.17, muestra una buena relación entre los valores predichos y los obtenidos

en el experimento, se demuestra que el modelo de regresión cuadrática es exitoso

para la estimación del desgaste de flanco en el maquinado del AISI D2 empleando

insertos CVD.

Figura 0.34. Comparación del modelo de regresión cuadrática (predicha) y los

resultados experimentales para VBmáx. [Fuente: elaboración propia]

111

5.2.2.6. Estimación del desgaste de flanco óptimo.

Se confirma la condición optimizada del desgaste de flanco óptimo, aplicando la

ecuación:

( ) ( ) ( )m x m x m x m x1 1 2 – – –

á á á áopt VB VB VB VBVB vc T ap T f T T= + + +

(5.14)

Donde (vc1, ap1, f2) representan los valores promedio de nivel óptimo del desgaste de

flanco (Tabla 5.22) y TVBmáx indica el promedio de todos los valores de VBmáx obtenidos

del estudio experimental (Tabla 5.18). Como resultado de los cálculos, se estimó que

VBopt = 0.658 mm.

Tabla 0.27. Valores de respuesta de medias para VBmáx. [Fuente: elaboración propia]

Niveles

Factores de control

Desgaste del flanco (VBmáx)

vc ap f

Nivel 1 0.9757 1.4717 1.5503

Nivel 2 1.9713 1.7467 1.4957

Nivel 3 1.9797 1.7083 1.8807

Delta 1.0040 0.2750 0.3850

Los niveles en negrita muestran los valores que optimizan a VBmáx.

En la Tabla 5.23, se da la comparación de los resultados obtenidos experimentalmente

y los valores predichos, obtenidos usando el método de Taguchi y las ecuaciones de

regresión (ecuaciones 5.12 – 5.14). Los resultados obtenidos de las pruebas de

confirmación reflejan valores confiables mediante el modelo de regresión cuadrática.

Tabla 0.28. Valores predichos y confirmación de resultados por el método de Taguchi y ecuaciones de regresión para VBmáx.

[Fuente: elaboración propia]

Nivel Método de Taguchi Ecuación de

regresión lineal

Ecuación de regresión cuadrática

VBmáx (mm) Exp. Pred. Error (%)

Exp. Pred. Error (%)

Exp. Pred. Error (%)

vc1ap1 f2 (optimo)

0.6487 0.658 0.01 0.6487 0.905 0.39 0.6487 0.808 0.24

vc2ap2 f2 (aleatorio 2)

0.807 1.929 139.07 0.807 1.024 26.92 0.807 0.896 11.06

vc3ap1 f3 (aleatorio7)

1.921 2.047 6.59 1.921 2.149 11.90 1.921 2.0 4.11

112

Del análisis de la relación S/N, del ANOVA y del RSM, se concluye que a valores altos

de relación entre velocidad de corte y profundidad de corte o entre la velocidad de

corte y la tasa de avance fueron observadas en ser efectivas en el incremento del

desgaste del flanco en el experimento. De los valores óptimos encontrados para VBmáx,

ninguno se encuentra en el rango aceptable para insertos de WC, como se mencionó

anteriormente las altas velocidades de corte producen severo desgaste en la

herramienta de corte. Sin embargo, los porcentajes mínimos de error muestran

confiabilidad entre el valor predicho y el valor experimental.

5.2.3. Análisis de viruta.

En Tabla 5.24 se muestran imágenes de la viruta obtenida para cada uno de los

ensayos, clasificadas en función de los parámetros de corte empleados. Las imágenes

muestran las virutas obtenidas durante y al finalizar el mecanizado. La morfología de

las virutas originadas en su mayoría, son del tipo arqueada, que desde los primeros

instantes del mecanizado tiende a enredarse y a la formación de los ya denominados

nidos de viruta, la cual es una viruta de características desfavorables, debido a que

origina un aumento en la temperatura entre superficie maquinada – herramienta de

corte – viruta generada. En los casos donde se tiene un aumento en la velocidad de

corte y tasa de avance, se observa formación de viruta extendida, pero a medida que

avanza el maquinado esta tiende a enredarse (ensayos 5, 7 y 9).

113

Tabla 0.29. Morfología de la viruta obtenida en los ensayos, inserto CVD. [Fuente: elaboración propia]

No. Ensayo

Ejecución del ensayo Viruta obtenida

1

vc = 150 (m/min), ap = 0.2(mm), f = 0.20(mm/rev)

2

vc = 150 (m/min), ap = 0.4 (mm), f = 0.25 (mm/rev)

3

vc = 150 (m/min), ap = 0.6 (mm), f = 0.30 (mm/rev)

4

vc = 200 (m/min), ap = 0.2 (mm), f = 0.25 (mm/rev)

5

vc = 200 (m/min), ap = 0.4 (mm), f = 0.30 (mm/rev)

6

vc = 200 (m/min), ap = 0.6 (mm), f = 0.20 (mm/rev)

7

vc = 220 (m/min), ap = 0.2 (mm), f = 0.30 (mm/rev)

114

8

vc = 220 (m/min), ap = 0.4 (mm), f = 0.20 (mm/rev)

9

vc = 220 (m/min), ap = 0.6(mm), f = 0.25(mm/rev)

Las características típicas del recubrimiento CVD son su elevada resistencia al desgaste

abrasivo, barrera térmica y resistencia a la degradación química. Sin embargo, como

consecuencia del deficiente control de viruta que se observó durante los ensayos, el

reducido rendimiento de las herramientas fue también afectado. La formación de

viruta continua o segmentada está determinada por las propiedades del material y los

parámetros de mecanizado, como la velocidad de corte, que determina el grado de

segmentación. En los experimentos, todas las virutas obtenidas se pueden caracterizar

como continuas “nidos de viruta”.

En las herramientas de corte CVD desgastadas, se observó el denominado filo

recrecido, ocasionado por la fricción entre la viruta y la herramienta, a pesar de ser

generalmente indeseable, una capa delgada y estable de filo recrecido puede llegar

a proteger y alargar la vida de la herramienta.

5.2.4. Confirmación del intervalo de confianza (CI).

Siguiendo el procedimiento descrito en el apartado 5.2.3 sobre la validación del

intervalo de confianza para Ra y VBmáx, aplicando la ecuación (5.7) y ecuación (5.8),

se tiene lo siguiente: los valores que se obtienen para cada término de la ecuación

(5.7) son: F0.05,1,2 = 18.51 (obtenido de la Tabla E.1 incluida en Anexo E), VeRa = 0.08408 y

VeVBmáx = 0.05095 (de Tabla 5.14 y Tabla 5.19), R = 1. Para la ecuación (5.8) los términos

encontrados son: N = 9, Tdof = 6 y neff = 1.29. Aplicando la ecuación (5.7) y ecuación

(5.8) los intervalos de confianza fueron calculados como CIRa = ± 1.6622 y CIVBmáx = ±

115

1.294. La media del valor óptimo estimado para Ra y VBmáx, con un intervalo de

confianza del 95% son:

Para Ra:

expop t Ra opt RaRa C I Ra Ra C I − < < −

0.223 1.6622 0.481 0.223 1.6622− < < +

1.4392 0.481 1.8852− < <

Para VBmax:

m x m xm x, m x,exp m x,á áá opt VB á á opt VBVB CI VB VB CI − < < −

0.658 1.294 0.6487 0.658 1.294− < < +

0.636 0.6487 1.952− < <

Los valores de Raexp y VBmáx,exp obtenidos del estudio experimental están dentro de los

límites de intervalo de confianza, por lo que el sistema de optimización de la rugosidad

superficial y del desgaste del flanco usando el método de Taguchi, se logra con un

nivel de significancia de 0.05.

5.2.5. Discusión.

Al igual que en los procedimientos anteriores, también se realizaron pruebas de

confirmación de los factores de control para el método de Taguchi y ecuaciones de

regresión a niveles óptimos y aleatorios, Tabla 5.17 y Tabla 5.23. Se comparan los

resultados experimentales y los valores predichos obtenidos, encontrando valores muy

cercanos entre sí. Aunque los porcentajes de error calculados en la rugosidad de la

superficie son más altos que los del desgaste del flanco, están dentro de los límites

aceptables. Por lo tanto, los resultados obtenidos de las pruebas de confirmación

reflejan una optimización exitosa mediante el diseño de experimento por el método

de Taguchi.

116

5.2.5.1. Relación entre Ra y VBmáx.

La Figura 5.18 muestra la relación entre la rugosidad superficial Ra y el desgaste del

flanco de la herramienta VBmáx, de los valores obtenidos experimentalmente para el

inserto del tipo CVD. Se observa que en los ensayos 2, 4, 5, 6 y 8, existe relación entre

ambas variables ya que el aumento en el desgaste del flanco de la herramienta de

corte provoca un aumento en la rugosidad superficial, se observa que existe un

aumento en las velocidades de corte y una variación en los valores de tasa de avance

y profundidad de corte.

Los menores valores obtenidos para Ra (puntos 1, 3 y 9 de la Figura 5.18) se deben a la

disminución de la velocidad de corte y valores alto y bajo de profundidad de corte y

tasa de avance. Para estos mismos puntos el valor de VBmáx, va en aumento, esto se

debe a la variación en la tasa de avance y profundidad de corte. Por lo tanto, se

verifica que existe una relación entre el desgaste del flanco de la herramienta de corte

y la rugosidad de la superficie maquinada, obtenidas en el experimento.

Figura 0.35. Relación entre Ra y VBmáx. [Fuente: elaboración propia]

117

5.3 RESUMEN DEL USO DE INSERTOS PVD Y CVD SOBRE EL MAQUINADO DE UN

ACERO ENDURECIDO.

5.3.1. Comparación de Ra.

La Figura 5.19 muestra la comparación de los valores obtenidos de la rugosidad

superficial Ra del inserto del tipo PVD con respecto a los obtenidos con el inserto tipo

CVD. Como se dedujo anteriormente, los valores mínimos obtenidos de Ra para el

inserto PVD (puntos 1, 4 y 6 de la Figura 5.19) se deben a la disminución de la

profundidad de corte y tasa de avance. Los valores más bajos obtenidos de Ra para

el inserto CVD (puntos 1, 3 y 9 de la Figura 5.19) se debe a la disminución de la

velocidad de corte y valores alto y bajo de profundidad de corte y tasa de avance.

Figura 0.36. Comparación de Ra obtenida de insertos PVD vs CVD.

[Fuente: elaboración propia]

Del experimento desarrollado, los menores valores de Ra, se obtienen con el inserto

tipo PVD, esto en relación a los parámetros de corte seleccionados. En la comparación

de los ensayos realizados con ambos insertos, se concluye que el tipo PVD, presenta un

mejor comportamiento en la obtención de la rugosidad de la superficie maquinada

del acero endurecido AISI D2, ya que el valor medio total de la rugosidad superficial

fue de 0.8718 µm, comparada a la obtenida con el inserto tipo CVD, cuyo valor medio

total de la rugosidad superficial fue de 0.9066 µm.

118

Se comprueba que con ambos tipos de insertos es posible obtener valores de Ra

considerados de alta precisión dimensional, demostrando que es posible lograr un

buen acabado de la superficie maquinada con estos tipos de insertos WC, con

recubrimientos PVD y CVD de bajo costo.

5.3.2. Comparación de VBmáx.

La Figura 5.20 muestra la comparación de los valores obtenidos del desgaste de la

herramienta de corte VBmáx al emplear insertos WC con recubrimientos PVD y CVD. Los

valores mínimos para VBmáx (puntos 5 y 7, Figura 5.20) para el inserto PVD, se obtienen

con velocidad de corte y tasa de avance alta. Para el inserto CVD, los mínimos valores

de desgaste se obtuvieron en los ensayos 1 y 2, con baja velocidad de corte y niveles

bajo e intermedio de profundidad de corte y tasa de avance. Conforme aumenta la

velocidad de corte, también se incrementa el valor del desgaste de la herramienta.

Figura 0.37. Comparación de VBmáx obtenida de insertos PVD vs CVD. [Fuente: elaboración propia]

Concluyendo, los menores valores obtenidos de VBmáx se dan con el inserto PVD, el

inserto tipo CVD presenta mayores valores de desgaste en la herramienta de corte en

relación con los parámetros de corte seleccionados para el experimento. Por lo cual

el inserto PVD posee un mejor comportamiento en el desgaste del flanco de la

herramienta de corte en comparación al inserto CVD.

119

Este trabajo de tesis doctoral se ha centrado en el estudio de la rugosidad superficial y

el desgaste en la herramienta de corte en el torneado en seco de un acero

endurecido AISI D2 (65 HRC) con insertos WC y recubrimientos del tipo PVD y CVD. El

trabajo desarrollado se ha basado en una metodología que ha utilizado técnicas

experimentales aplicadas a un proceso de torneado. Las principales conclusiones

respecto al trabajo desarrollado son las siguientes:

Rugosidad superficial de la pieza maquinada.

1. El valor mínimo de Ra encontrado en los ensayos realizados fue de 0.14 µm para

el inserto PVD, frente al valor de 0.433 µm del inserto CVD.

2. Los parámetros que minimizan a Ra para el inserto PVD son: vc = 200 m/min, ap

= 0.2 mm y f = 0.20 mm/rev. Por otro lado, los parámetros para el inserto tipo CVD

determinados fueron: vc = 150 m/min, ap = 0.2 mm y f = 0.25 mm/rev. Para el

inserto PVD; el factor que más afecta a Ra es la profundidad de corte (ap), por

lo que al disminuir ap se minimiza el valor de Ra. En el inserto CVD la velocidad

de corte (vc) es el factor que más influye sobre Ra, por lo tanto, se observó que

al disminuir vc se minimiza el valor de Ra.

3. En la comparación de los ensayos realizados con ambos insertos, el tipo PVD

(valor medio total de Ra = 0.8718 µm), presenta un mejor comportamiento en la

obtención de la calidad de la superficie maquinada, comparada a las

obtenidas con el inserto tipo CVD (valor medio total de Ra = 0.9066 µm).

4. Con ambos tipos de insertos es posible obtener valores de Ra considerados de

alta precisión dimensional, demostrando que es posible lograr un buen

acabado superficial con estos tipos de insertos WC con recubrimientos PVD y

CVD de bajo costo.

120

Desgaste de la herramienta de corte.

1. En el desgaste de la herramienta de corte, el mínimo valor encontrado en los

ensayos realizados con inserto del tipo PVD fue de 0.508 mm en comparación

con el mínimo valor de 0.807 mm determinado para el inserto CVD.

2. Los parámetros que minimizan a VBmáx para el inserto PVD fueron: vc = 150

m/min, ap = 0.4 mm y f = 0.3 mm/rev. Para el inserto tipo CVD, los parámetros

fueron: vc = 150 m/min, ap = 0.2 mm y f = 0.25 mm/rev.

3. La tasa de avance (f) es el factor que más afecta el desgaste de la herramienta

en el inserto PVD, cuyo valor disminuye al aumentar f, mientras que en el inserto

CVD la velocidad de corte (vc) es el factor que más influye, disminuyendo el

valor de VBmáx al reducir vc.

4. De los resultados obtenidos, los menores valores de VBmáx se dan con el inserto

PVD, el inserto tipo CVD presenta mayores valores de desgaste en la

herramienta de corte con relación a los parámetros de corte seleccionados

para el experimento. Por lo cual el inserto PVD posee un mejor comportamiento

en el desgaste de flanco de la herramienta de corte en comparación al inserto

CVD.

5. En las condiciones de torneado del AISI D2 (65 HRC) ensayadas se observaron

varios tipos de desgaste de herramienta. Los tipos de desgaste más significativos

en el inserto tipo PVD fueron el filo recrecido o de aportación y la fractura. Por

otro lado, en el inserto CVD los tipos de desgaste observados fueron

identificados del tipo: cráter, fractura y filo recrecido.

Relación entre la rugosidad superficial y el desgaste de la herramienta de corte.

1. El incremento de la rugosidad superficial debido al desgaste de la herramienta

fue significativo en ambos tipos de insertos. En el inserto tipo PVD, Ra decrece

por la disminución de ap y f, pero no favorecen en el valor de VBmáx, ya que el

desgaste de la herramienta se incrementa por la relación en el aumento de la

vc.

2. En el inserto CVD, la disminución de la vc y valores alto y bajo de ap y f,

decrecen el valor de Ra. Para los mismos ensayos, el valor de VBmáx va en

aumento, esto se debe a la variación en f y ap.

3. Para el inserto PVD, con velocidades de corte elevados se obtienen mejor

calidad en la superficie maquinada.

121

4. Para el inserto CVD, los valores mínimos obtenidos para Ra, se deben a la

disminución de la velocidad de corte y valores alto y bajo de profundidad de

corte y tasa de avance. Para estos mismos puntos el valor de VBmáx, va en

aumento, esto se debe a la variación en la tasa de avance y profundidad de

corte.

5. Se verifica que existe una relación entre el desgaste del flanco de la herramienta

de corte y la rugosidad de la superficie maquinada, obtenidas en el

experimento.

Mediante el trabajo experimental han sido analizados los mecanismos de desgaste y

la integridad de la pieza mecanizada en el proceso de torneado. Los ensayos ponen

de manifiesto la viabilidad de realizar procesos de torneado a alta velocidad

(maquinado industrial) sin refrigerante. Se llevaron a cabo ensayos en condiciones de

torneado en seco empleando dos tipos de insertos WC comerciales, con

recubrimientos PVD y CVD.

Logrando determinar mediante la metodología de Taguchi, el ANOVA y la RMS, los

parámetros de corte óptimos que minimizan la rugosidad superficial y el desgaste de

la herramienta de corte, para los dos tipos de insertos ensayados. Así mismo se logró

determinar las ecuaciones de regresión que permiten predecir de forma confiable los

valores de Ra y VBmáx, de acuerdo con los parámetros de corte establecidos.

Comprobando que la metodología de Taguchi es una herramienta eficaz en la

aplicación de optimización de procesos.

No existe en el estado del arte una comparación en el uso de estos tipos de insertos

WC con recubrimientos PVD y CVD en el maquinado de un acero endurecido AISI D2

(65 HRC), por lo que los resultados y el análisis obtenidos son de nueva aportación en

el campo de la manufactura avanzada.

122

El trabajo de investigación desarrollado en esta tesis doctoral, enfocado en el estudio

de la rugosidad superficial y el desgaste en la herramienta de corte en el torneado en

seco de un acero endurecido AISI D2 (65 HRC) con insertos WC y recubrimientos del

tipo PVD y CVD, permite comprobar la aplicación de una metodología mediante

técnicas experimentales en un proceso de torneado, para obtener los valores optimos

de los parámetros de maquinado que permitan disminuir el desgaste en la herramienta

de corte y obtener una mejor calidad de la rugosidad superficial maquinada. La

comparación del comportamiento en los dos tipos de insertos considerados de bajo

costo en el mercado, sugiere que pueden emplearse de forma satisfactoria, pudiendo

impactar en los costos de fabricación de un proceso de producción. De esta forma el

estudio realizado contribuye en los procesos de manufactura avanzada, donde se

aplican maquinados a alta velocidad en torno de control numérico.

123

Hoy en día los denominados procesos de manufactura convencionales han

revolucionado en procesos de manufactura avanzada donde el objetivo radica en el

uso más eficiente de recursos, reducción de costos, aumento en la productividad, la

optimización y calidad de los procesos, entre otros. El haber realizado el estudio de

desgaste en herramientas de corte y de la rugosidad superficial maquinada, permite

tener una perspectiva en la aplicación de métodos experimentales para una mejora

en los procesos de maquinado en tornos CNC, con el fin de seleccionar parámetros

de maquinado que logren procesos eficientes y a su vez impacten en la disminución

de tiempo y costos de fabricación de productos. Esto favorece en el entorno social, al

tener mejores productos a un costo competitivo en el mercado. Es indiscutible que los

procesos de manufactura por arranque de viruta y en particular el torneado mediante

control numérico ha revolucionado la industria actual a nivel mundial, por lo que aún

se siguen realizando estudios en este campo de la investigación, con el fin de

beneficiar al sector industrial y por ende al sector social.

124

Desde el punto de vista experimental sería deseable completar la siguiente

información:

Realizar ensayos de desgaste a altas velocidades de corte empleando

herramientas de nitruro de boro cúbico (CBN) y compararlas con las del tipo

PVD y CVD. Para determinar la relación costo/beneficio en el uso de estos.

Analizar los cambios microestructurales y realizar medidas de microdureza para

profundizar en la determinación del efecto del mecanizado sobre la integridad

superficial de la pieza y el desgaste en el sustrato/recubrimiento, de la

herramienta de corte.

Realizar medidas directas de temperatura durante el mecanizado.

Realizar un análisis morfológico de la viruta generada en el maquinado, para

tener mejor conocimiento sobre el efecto que produce sobre la superficie

maquinada y la herramienta de corte.

125

La aportación del trabajo experimental de la Tesis consiste en la identificación de los

parámetros de influencia en el desgaste de la herramienta y la rugosidad superficial

maquinada, así como la relación entre ambas variables dependientes de forma

conjunta. Estos resultados se publicaron en dos artículos, el primero en el XXVII

Congreso Internacional de Metalurgia Extractiva, el segundo artículo fue publicado en

la revista Modern Mechanical Engineering.

N. López-Luiz, O. Jiménez Alemán, F. Alvarado Hernández, M. Montoya Dávila, V. H.

Baltazar-Hernández, Experimentation on Tool Wear and Surface Roughness in AISI D2

Steel Turning with WC Insert, Modern Mechanical Engineering, 2018, 8, 204-220.

N. López Luiz, E. Bautista Rodríguez, V. H. Baltazar Hernández, Determinación

experimental de la rugosidad superficial en el torneado de un acero endurecido AISI

D2 empleando un inserto de WC, XXVII Congreso Internacional de Metalurgia

Extractiva “Avances en Metalurgia, Materiales y Medio Ambiente”, abril 2018,

Zacatecas, Zac.

126

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en fresadoras cnc convencionales,” Ing. Mecánica, vol. 9, no. 2, pp. 7–12, 2006.

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En este Anexo se presentan los equipos y herramientas utilizadas en el experimento

realizado.

Figura A.1. Portaherramienta para insertos. [Fuente: elaboración propia]

a) PVD

b) CVD

Figura A.2. Insertos adquiridos para la investigación. [Fuente: elaboración propia]

Figura A.3. Máquina electroerosionadora (corte por hilo), marca Titanium. [Fuente: elaboración propia]

Figura A.4. Horno de piso y recipiente con aceite. [Fuente: elaboración propia]

Figura A.5. Durómetro marca OMAG.

[Fuente: elaboración propia]

Figura A.6. Espectrómetro de emisión de chispa. [Fuente: elaboración propia]

Figura A.7. Torno CNC, marca Titanium. [Fuente: elaboración propia]

Figura A.8. Rugosímetro marca Mitutoyo modelo SJ 3011. [Fuente: elaboración propia]

Figura A.9. Microscopio electrónico de barrido (SEM), marca Bruker, modelo XFLASH 6130. [Fuente: elaboración propia]

El material de la pieza de trabajo usada para la experimentación fue el acero AISI D2,

en forma de barra redonda de diámetro 50.8 mm y longitud de 165.1 mm. La dureza

promedio inicial de la pieza fue de 30 HRC, la cual se midió por medio del durómetro,

considerando un identador tipo diamante 120°, Rockwell C, carga de 150 Kg (1471.5

N), se realizaron cinco identaciones a lo largo de la longitud de la barra, Figura B.1.

Posteriormente se confirma la dureza a través de la sección transversal de un corte

realizado a la pieza, previamente acondicionada mediante lijado y pulido, Figura B.2.

Figura B.1. Medición de dureza

longitudinalmente. [Fuente: elaboración propia]

Figura B.2. Medición de dureza en sección transversal.

[Fuente: elaboración propia]

La composición química se obtiene mediante Espectrómetro de emisión de chispa, los

resultados se muestran en la Tabla B.1.

Tabla B.1. Análisis químico obtenido mediante espectrómetro de emisión de chispa. [Fuente: elaboración propia]

Una vez verificada la dureza y su composición química se realizó el tratamiento térmico

a la pieza de trabajo (probeta), se empleó un horno de piso para lograr estabilizar los

tiempos y cambios de temperatura requeridos, descritos a continuación y los cuales se

muestran en la Figura B.3:

1. Precalentamiento para alcanzar temperatura de permanencia de 850 °C.

2. Mantener temperatura de 850 °C por 30 min.

3. Calentamiento, aumento de temperatura a 1025 °C.

4. Mantener temperatura de 1025 °C por 30 min.

5. Enfriamiento en aceite.

Figura B.3. Proceso de tratamiento térmico realizado. Fuente: elaboración propia]

El proceso se muestra en las siguientes Figuras B.4.

a) Horno de piso empleado.

b) Colocación de la probeta en el horno.

c) Regulación de temperatura de calentamiento.

d) Verificación de temperatura de calentamiento, mediante

termopar.

e) Extracción de probeta del horno una vez alcanzada su temperatura de 1025°C por 30 min, para su enfriamiento en aceite.

f) Enfriamiento de la probeta en aceite. g) Probeta después del tratamiento térmico.

Figura B.4. Proceso de tratamiento térmico realizado a la probeta AISI D2. [Fuente: elaboración propia]

Mediante el tratamiento térmico se logró una dureza promedio de 65 HRC, la cual fue

verificada en forma longitudinal y transversalmente. Para la verificación de la dureza

en la sección transversal se realizaron cortes de sección de ¼ plg de espesor, las cuales

se lijaron y pulieron previamente para su acondicionamiento y posterior medición de

dureza, a lo largo de una longitud radial. Las siguientes figuras muestran el proceso de

medición de la dureza (Figura B.5).

a) Medición longitudinal.

b) Corte por electroerosión de

muestras en sección transversal.

c) Lijado y pulido de muestras.

d) Medición en sección transversal. e) Mediciones radiales obtenidas.

Figura B.5. Procedimiento de medición de dureza de la pieza tratada térmicamente antes del maquinado.

[Fuente: elaboración propia]

Posterior al maquinado de las piezas de trabajo, se realizó nuevamente la medición de

dureza, para verificar si hubo disminución, aumento o se mantuvo su valor, después del

proceso de torneado y de las temperaturas originadas durante los ensayos

experimentales. Se realizaron mediciones de forma longitudinal y transversal en la pieza

maquinada, para verificar el valor de dureza. Se efectuaron cortes de sección

transversal, las muestras se lijaron y pulieron previamente para su acondicionamiento.

Las Figuras B.6, muestran el proceso mencionado. Obteniendo un valor de medición

de 65 HRC tanto longitudinalmente como radialmente en su sección transversal,

comprobando que no sufrió cambio alguno en su dureza después del maquinado.

a) Lijado y pulido de muestras.

b) Medición longitudinal.

c) Medición en sección transversal.

d) Mediciones radiales obtenidas.

Figura B.6. Procedimiento de medición de dureza de la pieza después del maquinado. [Fuente: elaboración propia]

Para la selección de las herramientas de corte se consideraron como criterios: el

material de la pieza de trabajo, proceso de torneado, parámetros de corte, geometría

y dimensiones de la herramienta de corte y el portaherramientas a emplear. En los

experimentos se utilizaron dos tipos de insertos de corte WC recubiertos, sus

designaciones de acuerdo al ISO son: WNMG432 – MSPH6225, PVD – TiAlN y

WNMG080408 – PM4325, CVD – Ti (C,N) + Al2O3 + TiN, ambos insertos poseen similares

geometrías (80° trigonales negativos, con rompevirutas, radio de filo de 0.8 mm), como

se muestra en la Tabla C.1.

Tabla C.1. Características geométricas y parámetros de corte de insertos empleados [86].

Tipo de inserto Marca Sandvik Marca TMX

S = espesor

IC = diámetro de círculo inscrito

LE = longitud efectiva de borde de corte

RE = radio de filo

T = espesor

D = diámetro de círculo inscrito

R = radio de filo

S = .763 mm

IC = 12.7 mm

LE = 7.887 mm

RE = 0.794 mm

T = 4.7498 mm

D = 12.7 mm

R = 0.7874 mm

Peso = 0.01 kg

Operación: media

Recubrimiento: CVD Ti (C, N) + Al2O3 + TiN

Operación: media

Recubrimiento: PVD TiAlN SN

Parámetros de corte recomendados:

ap = 2.5 mm (0.5 – 4)

f = 0.3 mm/rev (0.15 – 0.5)

vc = 345 m/min (275 – 425)

Parámetros de corte recomendados:

ap = 0.4 – 3.6 mm

f = 0.13 – 0.24 mm/rev

vc = 120 – 200 m/min

Los insertos fueron montados rígidamente en un portaherramientas con designación

ISO MWLNL 16 – 4D, Tabla C.2.

Tabla C.2. Características del portaherramienta empleado [86].

Tipo de portaherramienta para insertos trigonales negativos 80° Especificaciones (plg)

Mango (zanco

cuadrado) = 1 x 1

Largo total L = 6

Cabezal F = 1.75

La composición química del recubrimiento de los insertos PVD y CVD, se obtuvo

mediante espectrometría de dispersión de energía de rayos X (EDS) en microscopio

electrónico de barrido (SEM), la Figura C.1a y Figura C.1b, muestran los resultados

obtenidos.

a)

b)

Figura C.1. Composición química obtenida mediante EDS en SEM, a) inserto PVD, b) inserto CVD. [Fuente: elaboración propia]

RELACIÓN SEÑAL-RUIDO.

El método de Taguchi de diseño de experimentos se usa con mayor frecuencia durante

la etapa denominada diseño de parámetros. En esta etapa se determina el nivel

óptimo de cada factor [70]. La metodología de Taguchi no busca desarrollar un

modelo matemático de causa y efecto, sino contribuir a la selección de los efectos

principales para consolidar lo robusto de un diseño de un producto o proceso. Puesto

que, si se tiene conocimiento de los factores en el proceso, entonces las interacciones

entre los factores pueden suprimirse. La función de pérdida es una medida objetiva de

la calidad que considera, a la media y a la varianza como dos parámetros que deben

ser controlados para efectos de variación. Para la relación menor es mejor, se tiene

que la función de pérdida es:

� = ������ = ���

Donde: �� = � � ��

��� = �� � �� � �� … . .� # = 1� � ���

���

Por lo que la relación señal-ruido será:

�� = −10 log ����� = −10 log 1� '� �(

Siendo:

MSD = media de la desviación cuadrada. = valor de la respuesta medida.

n = número de tratamientos.

� = media de los datos observados.

ANÁLISIS DE VARIANZA (ANOVA).

En este trabajo de investigación se realizó un análisis experimental de tres factores, en

tres niveles, sin replicas. Cuando se tienen tres factores, que se pueden denotar por A,

B y C, los cuales tienen a, b y c niveles, respectivamente, entonces el arreglo factorial

completo tendrá a x b x c tratamientos. El modelo estadístico para este diseño es [87]:

�)*+ = , � -� � .) � /* � �-.��) � �-/��* � �./�)* � �-./��)* � 0�)*+ 1 = 1,2, … . , 4; 6 = 1,2, … . , 7; � = 1, 2, … . , 8; � = 1, 2, … , �

Donde: �)*: representa la observación correspondiente al nivel (i) del factor A, al nivel (j) del factor B y al nivel (k) del factor C.

µ: efecto constante, común a todos los niveles de los factores, denominado media global. -�: efecto producido por el nivel i-ésimo del factor A, :∑ -� � = 0< .): efecto producido por el nivel j-ésimo del factor B, '∑ .� ) = 0( /*: efecto producido por el nivel k-ésimo del factor C, :∑ /* * = 0< �-.��): efecto producido por la interacción entre A x B, :∑ �-.��) =� ∑ �-.��) =) 0< �-/��*: efecto producido por la interacción entre A x C, �∑ �-/��* =� ∑ �-/��* =* 0� �./�)*: efecto producido por la interacción entre B x C, :∑ �./�)* =) ∑ �./�)* =) 0< �-./��)*: efecto producido por la interacción entre AxBxC, :∑ �-./��)* =� ∑ �-./��)* = ∑ �-./��)* =*) 0< 0�)*+: error aleatorio.

Para este diseño se tienen siete efectos de interés y para cada uno de ellos se puede

plantear una hipótesis nula del tipo:

Ho: Efecto A = 0

Con su correspondiente hipótesis alternativa:

Ho: Efecto A ≠ 0

La hipótesis nula será rechazada cuando la probabilidad P(F>Fo) calculada,

correspondiente al efecto, sea menor que el nivel de significancia especificado. La

tabla de análisis de varianza correspondiente se muestra en la Tabla D.1, siguiente:

Tabla D.1. ANOVA para tres factores fijos [87].

Fuente de variación

Grados de Libertad (GL)

Suma de cuadrados (SC)

Cuadrados medios (CM)

F0

A 4 − 1 SCA CMA =�> =�?⁄

B 7 − 1 SCB CMB =�A =�?⁄

C 8 − 1 SCC CMC =�B =�?⁄

AB �4 − 1��7 − 1� SCAB CMAB =�>A =�?⁄

AC �4 − 1��8 − 1� SCAC CMAC =�>B =�?⁄

BC �7 − 1��8 − 1� SCBC CMBC =�AB =�?⁄

ABC �4 − 1��7 − 1��8 − 1� SCABC CMABC =�>AB =�?⁄

Error 478�� − 1� SCE CME

Total 478� − 1 SCT

Donde:

a) Suma total de los cuadrados.

�=C = � � � � �)*+��+��

D*��

E)��

F��� − ……�478�#

N = abcn, total de observaciones en el experimento.

b) Suma de cuadrados de los efectos principales.

�=> = 178� � �…….�F��� − ……�� #

�=A = 148� � )…….�E)�� − ……�� #

�=B = 147� � *…….�D*�� − ……�� #

c) Suma de cuadrados de las interacciones.

�=>A = 18� � � �)…..�E)��

F��� − ……�� # − �=> − �=A

�=>B = 17� � � �*…..�D*��

F��� − ……�� # − �=> − �=B

�=AB = 14� � � )*…..�D*��

E)�� − ……�� # − �=A − �=B

d) Suma de cuadrados de la interacción de tres factores.

�=>AB = 1� � � � �)*…..�D*��

E)��

F��� − ……�� # − �=> − �=A − �=B − �=>A − �=>B − �=AB

e) Suma de cuadrados del error.

�=? = �=C − G1� � � � �)*…..�D*��

E)��

F��� − ……�� #H

MODELO DE REGRESIÓN

Las regresiones lineales múltiples son la extensión de la regresión lineal cuando la

respuesta es una función lineal de dos o más variables independientes. En general, la

variable de respuesta puede estar relacionada con k variables regresivas [65]. El

modelo en la siguiente ecuación es llamado modelo de regresión múltiple con k

variables regresivas, los parámetros βi, i = 0, 1,……k, son llamados los coeficientes de

regresión.

= .I � .�J� � .�J� � ⋯ … … � .*J* � 0 = .I � � .�J� � 0*���

Un modelo general de primer orden para tres factores (x1, x2, x3) en el cual los β

representan la mitad de los efectos y, � el error, es del tipo [47]:

= .I � .�J� � .�J� � .LJL � .��J�J� � .�LJ�JL � .�LJ�JL � 0

La ecuación anterior del modelo de regresión lineal múltiple, en notación matricial se

escribe como: = M. � 0

Es decir:

⎣⎢⎢⎢⎡ � �⋮⋮ �⎦⎥

⎥⎥⎤ =

⎣⎢⎢⎢⎡1 J�� J��1 J�� J��⋮⋮1

⋮⋮J��⋮⋮J��

⋯ ⋯ J�*⋯ ⋯ J�*⋯⋯⋯⋯⋯⋯

⋮⋮J�*⎦⎥⎥⎥⎤

⎣⎢⎢⎢⎡.I.�⋮⋮.*⎦⎥

⎥⎥⎤ �

⎣⎢⎢⎢⎡0�0�⋮⋮0 ⎦⎥⎥

⎥⎤

El vector β de estimadores de mínimos cuadrados que minimiza es: ��.� = C − .CMC − CM. � .CMCM. = C − 2.CMC � .CMCM.

Los estimadores de mínimos cuadrados se calculan como: U�U.VWX = −2MC � 2MCM.Y = 0

Por lo tanto

MCM.Y = MC

Que se conocen como ecuaciones normales de minimos cuadrados, multiplicando

ambos lados por la inversa de MCM, se llega, que el estimador de . por el metodo de

minimos cuadrados es:

.Y = �MCM�Z�MC

La inversa de la matriz MCM siempre existe si las variables regresoras son linealmente

independientes, es decir, ninguna columna de la matriz X puede expresarse como una

combinación lineal no trivial de las otras columnas. Cuando se analizan experimentos

en los cuales el objetivo es la optimización, se construyen modelos de segundo orden.

Estos contienen términos de segundo orden puros (x2), la ecuación para dos factores

(x1, x2), es:

= .I � .�J� � .�J� � .��J�J� � .��J�� � .��J�� � 0

El ajuste del modelo.

La variable dependiente tiene una variabilidad total llamada suma del cuadrado

total–SCT y los residuos tienen otra variabilidad restante denominada suma del

cuadrado de los residuos–SCR. La verificación de la adecuación del modelo de

regresión es determinada por medio del coeficiente de determinación:

[� = 1 − �=\ �=C]

El coeficiente de determinación ajustado es:

[F)^_`� = 1 − �=\ �� − ��⁄�=C �� − 1�⁄

Si n es el total de observaciones y k el de variables en el modelo (n – k) son los grados

de libertad de los residuos y (n – 1) los grados de libertad del modelo.

Sistema de selección de variables.

La mayoría de los programas informáticos y Minitab no es una excepción, permite a los

investigadores introducir un número elevado de variables en el modelo y dejar al

software que haga las iteraciones necesarias para seleccionar aquellas que tienen un

p–valor máximo (stepwise forward) o para desechar aquellas que no tengan un p-valor

mínimo (stepwise backward). El programa realiza las iteraciones y por inspección se

determina qué variables superan el requisito de p-valor exigido para quedarse en el

modelo [88].

El resultado es el mismo en ambos casos pero se pueden hacer dos formulaciones,

“hacia delante” o “forward” que consiste en ir introduciendo variables conforme

quedan como significativas en el modelo (p-valor menor de 0.05), y “hacia detrás” o

“backward” que consiste en introducir a todas las variables al principio y extraer

aquellas que pierden la significación (retirar la variable cuando su p–valor sea mayor

de 0.05).

En este trabajo de tesis se muestra un procedimiento del proceso de obtención de la

ecuación de regresión para la variable rugosidad de la superficie maquinada (Ra), lo

mismo se realizó para la variable desgaste de la herramienta de corte (VBmáx). Se

analizó un modelo lineal con los factores velocidad de corte (vc), tasa de avance (f)

y profundidad de corte (ap), identificando su significancia mediante el p–valor (regla

de decisión del p–valor). Se muestran los resultados obtenidos en el software Minitab,

para los modelos de regresión lineal y cuadrático de los factores Ra y VBmáx, de los

insertos CVD y PVD.

Modelo lineal de regresión, realizada para la variable Ra del inserto tipo PVD.

Análisis de regresión: Rugosidad Ra vs. velocidad, profundidad, avance Análisis de Varianza

Fuente GL SC Ajust. MC Ajust. Valor F Valor p

Regresión 3 0.99314 0.33105 2.47 0.177

velocidad 1 0.05982 0.05982 0.45 0.533

profundidad 1 0.37700 0.37700 2.82 0.154

avance 1 0.55632 0.55632 4.16 0.097

Error 5 0.66935 0.13387

Total 8 1.66249

Resumen del modelo

R-cuad. R-cuad.

S R-cuad. (ajustado) (pred)

0.365882 59.74% 35.58% 0.00%

Coeficientes

EE del

Término Coef coef. Valor T Valor p VIF

Constante -1.68 1.13 -1.48 0.198

velocidad 0.00277 0.00414 0.67 0.533 1.00

profundidad 1.253 0.747 1.68 0.154 1.00

avance 6.09 2.99 2.04 0.097 1.00

Ecuación de regresión

Rugosidad Ra = -1.68 + 0.00277 velocidad + 1.253 profundidad

+ 6.09 avance

Se realiza un ajuste al modelo de regresión, considerando términos cuadrados de los

coeficientes, se verifica el p–valor de los factores considerados y el valor del

coeficiente de determinación ajustado (R2–ajustado), constatando que dicho valor es

altamente significativo. Por lo que se toma el modelo de regresión cuadrática como el

que mejor se ajusta para los valores predichos al modelo elegido.

Modelo cuadrático de regresión, realizada para la variable Ra del inserto tipo PVD.

Análisis de regresión: Rugosidad Ra vs. velocidad, profundidad, avance, v2, p2, a2, va Análisis de Varianza

Fuente GL SC Ajust. MC Ajust. Valor F Valor p

Regresión 7 1.66102 0.237288 161.05 0.061

velocidad 1 0.44058 0.440576 299.03 0.037

profundidad 1 0.34169 0.341690 231.91 0.042

avance 1 0.00508 0.005082 3.45 0.314

v2 1 0.40942 0.409423 277.89 0.038

p2 1 0.25162 0.251624 170.78 0.049

a2 1 0.00013 0.000133 0.09 0.814

va 1 0.04533 0.045334 30.77 0.114

Error 1 0.00147 0.001473

Total 8 1.66249

Resumen del modelo

R-cuad. R-cuad.

S R-cuad. (ajustado) (pred)

0.0383842 99.91% 99.29% 75.66%

Coeficientes

Término Coef EE del coef. Valor T Valor p VIF

Constante 16.29 1.31 12.40 0.051

velocidad -0.1888 0.0109 -17.29 0.037 630.88

profundidad 9.033 0.593 15.23 0.042 57.31

avance -11.41 6.14 -1.86 0.314 384.31

v2 0.000466 0.000028 16.67 0.038 555.88

p2 -9.202 0.704 -13.07 0.049 52.77

a2 3.3 10.9 0.30 0.814 301.00

va 0.0835 0.0151 5.55 0.114 160.31

Ecuación de regresión

Rugosidad

Ra = 16.29-0.1888 velocidad+9.033 profundidad-11.41 avance+0.000466 v2-9.202

p2+ 3.3 a2+ 0.0835 va

Modelo lineal de regresión, realizada para la variable VBmáx del inserto tipo PVD.

Análisis de regresión: Vb (mm) vs. Vc, ap, f Análisis de Varianza

Fuente GL SC Ajust. MC Ajust. Valor F Valor p

Regresión 3 0.37867 0.12622 0.45 0.728

Vc 1 0.03855 0.03855 0.14 0.726

ap 1 0.01949 0.01949 0.07 0.802

f 1 0.32063 0.32063 1.14 0.334

Error 5 1.40067 0.28013

Total 8 1.77934

Resumen del modelo

R-cuad. R-cuad.

S R-cuad. (ajustado) (pred)

0.529276 21.28% 0.00% 0.00%

Coeficientes

EE del

Término Coef coef. Valor T Valor p VIF

Constante 1.69 1.64 1.03 0.348

Vc 0.00222 0.00599 0.37 0.726 1.00

ap 0.28 1.08 0.26 0.802 1.00

f -4.62 4.32 -1.07 0.334 1.00

Ecuación de regresión

Vb (mm) = 1.69 + 0.00222 Vc + 0.28 ap - 4.62 f

Modelo cuadrático de regresión, realizada para la variable VBmáx del inserto tipo PVD.

Análisis de regresión: Vb (mm) vs. Vc, ap, f, Vc2, ap2, f2, Vc*f Análisis de Varianza

Fuente GL SC Ajust. MC Ajust. Valor F Valor p

Regresión 7 1.76424 0.25203 16.70 0.186

Vc 1 0.56685 0.56685 37.56 0.103

ap 1 0.52977 0.52977 35.10 0.106

f 1 0.57015 0.57015 37.78 0.103

Vc2 1 0.37616 0.37616 24.92 0.126

ap2 1 0.51832 0.51832 34.34 0.108

f2 1 0.39398 0.39398 26.10 0.123

Vc*f 1 0.24276 0.24276 16.08 0.156

Error 1 0.01509 0.01509

Total 8 1.77934

Resumen del modelo

R-cuad. R-cuad.

S R-cuad. (ajustado) (pred)

0.122852 99.15% 93.21% 0.00%

Coeficientes

Término Coef EE del coef. Valor T Valor p VIF

Constante -30.70 4.20 -7.30 0.087

Vc 0.2141 0.0349 6.13 0.103 630.88

ap -11.25 1.90 -5.92 0.106 57.31

f 120.9 19.7 6.15 0.103 384.31

Vc2 -0.000447 0.000089 -4.99 0.126 555.88

ap2 13.21 2.25 5.86 0.108 52.77

f2 -177.5 34.7 -5.11 0.123 301.00

Vc*f -0.1933 0.0482 -4.01 0.156 160.31

Ecuación de regresión

Vb (mm) = -30.70 + 0.2141 Vc - 11.25 ap + 120.9 f - 0.000447 Vc2 + 13.21 ap2

- 177.5 f2 - 0.1933 Vc*f

Modelo lineal de regresión, realizada para la variable Ra del inserto tipo CVD.

Análisis de regresión: Ra vs. velocidad, profundidad, avance Análisis de Varianza

Fuente GL SC Ajust. MC Ajust. Valor F Valor p

Regresión 3 0.44606 0.14869 1.51 0.320

velocidad 1 0.39633 0.39633 4.03 0.101

profundidad 1 0.01260 0.01260 0.13 0.735

avance 1 0.03713 0.03713 0.38 0.566

Error 5 0.49212 0.09842

Total 8 0.93819

Resumen del modelo

R-cuad. R-cuad.

S R-cuad. (ajustado) (pred)

0.313727 47.55% 16.07% 0.00%

Coeficientes

EE del

Término Coef coef. Valor T Valor p VIF

Constante -0.146 0.971 -0.15 0.886

velocidad 0.00713 0.00355 2.01 0.101 1.00

profundidad 0.229 0.640 0.36 0.735 1.00

avance -1.57 2.56 -0.61 0.566 1.00

Ecuación de regresión

Ra = -0.146 + 0.00713 velocidad + 0.229 profundidad - 1.57 avance

Modelo cuadrático de regresión, realizada para la variable Ra del inserto tipo CVD.

Análisis de regresión: Ra vs. velocidad, profundidad, avance, Vc2, ap2, f2, Vc*ap Análisis de Varianza

Fuente GL SC Ajust. MC Ajust. Valor F Valor p

Regresión 7 0.84617 0.12088 1.31 0.588

velocidad 1 0.09096 0.09096 0.99 0.502

profundidad 1 0.23372 0.23372 2.54 0.357

avance 1 0.05814 0.05814 0.63 0.572

Vc2 1 0.05656 0.05656 0.61 0.577

ap2 1 0.17900 0.17900 1.95 0.396

f2 1 0.04534 0.04534 0.49 0.610

Vc*ap 1 0.07607 0.07607 0.83 0.530

Error 1 0.09201 0.09201

Total 8 0.93819

Resumen del modelo

R-cuad. R-cuad.

S R-cuad. (ajustado) (pred)

0.303337 90.19% 21.54% 0.00%

Coeficientes

Término Coef EE del coef. Valor T Valor p VIF

Constante -4.50 9.50 -0.47 0.718

velocidad 0.0814 0.0818 0.99 0.502 567.88

profundidad 11.35 7.12 1.59 0.357 132.31

avance -35.0 44.0 -0.79 0.572 315.77

Vc2 -0.000173 0.000221 -0.78 0.577 555.88

ap2 -7.48 5.36 -1.39 0.396 49.00

f2 62.5 89.0 0.70 0.610 324.15

Vc*ap -0.0270 0.0297 -0.91 0.530 97.31

Ecuación de regresión

Ra = -4.50 + 0.0814 velocidad + 11.35 profundidad - 35.0 avance - 0.000173 Vc2

- 7.48 ap2 + 62.5 f2 - 0.0270 Vc*ap

Modelo lineal de regresión, realizada para la variable VBmáx del inserto tipo CVD.

Análisis de regresión: Vb (mm) vs. Vc, ap, f Análisis de Varianza

Fuente GL SC Ajust. MC Ajust. Valor F Valor p

Regresión 3 2.10093 0.70031 8.89 0.019

Vc 1 1.85324 1.85324 23.53 0.005

ap 1 0.08402 0.08402 1.07 0.349

f 1 0.16368 0.16368 2.08 0.209

Error 5 0.39384 0.07877

Total 8 2.49477

Resumen del modelo

R-cuad. R-cuad.

S R-cuad. (ajustado) (pred)

0.280655 84.21% 74.74% 57.16%

Coeficientes

EE del

Término Coef coef. Valor T Valor p VIF

Constante -2.349 0.868 -2.71 0.043

Vc 0.01541 0.00318 4.85 0.005 1.00

ap 0.592 0.573 1.03 0.349 1.00

f 3.30 2.29 1.44 0.209 1.00

Ecuación de regresión

Vb (mm) = -2.349 + 0.01541 Vc + 0.592 ap + 3.30 f

Modelo cuadrático de regresión, realizada para la variable VBmáx del inserto tipo CVD.

Análisis de regresión: Vb (mm) vs. Vc, ap, f, Vc2, ap2, f2, Vc*ap Análisis de Varianza

Fuente GL SC Ajust. MC Ajust. Valor F Valor p

Regresión 7 2.45066 0.350094 7.94 0.267

Vc 1 0.16011 0.160115 3.63 0.308

ap 1 0.00103 0.001030 0.02 0.903

f 1 0.11039 0.110388 2.50 0.359

Vc2 1 0.14620 0.146200 3.31 0.320

ap2 1 0.04909 0.049089 1.11 0.483

f2 1 0.13237 0.132368 3.00 0.333

Vc*ap 1 0.05778 0.057779 1.31 0.457

Error 1 0.04412 0.044116

Total 8 2.49477

Resumen del modelo

R-cuad. R-cuad.

S R-cuad. (ajustado) (pred)

0.210037 98.23% 85.85% 0.00%

Coeficientes

Término Coef EE del coef. Valor T Valor p VIF

Constante -4.14 6.58 -0.63 0.643

Vc 0.1080 0.0567 1.91 0.308 567.88

ap -0.75 4.93 -0.15 0.903 132.31

f -48.2 30.5 -1.58 0.359 315.77

Vc2 -0.000279 0.000153 -1.82 0.320 555.88

ap2 -3.92 3.71 -1.05 0.483 49.00

f2 106.8 61.7 1.73 0.333 324.15

Vc*ap 0.0236 0.0206 1.14 0.457 97.31

Ecuación de regresión

Vb (mm) = -4.14 + 0.1080 Vc - 0.75 ap - 48.2 f - 0.000279 Vc2 - 3.92 ap2

+ 106.8 f2 + 0.0236 Vc*ap

Análisis de los residuos.

Los principales supuestos que se hacen en el análisis de regresión lineal son los

siguientes:

• La relación entre las variables y J es lineal, o al menos bien aproximada por

una línea recta.

• El término de error � tiene media cero.

• El término de error � tiene varianza constante σ2.

• Los errores no están correlacionados.

• Los errores están normalmente distribuidos.

Los residuos pueden ser graficados para verificar:

• Normalidad.

• El efecto del tiempo si su orden es conocido en los datos.

• La constancia de la varianza y la posible necesidad de transformar los datos

en .

• La curvatura de más alto orden que ajusta en las J.

Estas gráficas se usan para identificar comportamientos anormales, outliers, varianza

desigual, y la especificación funcional equivocada para un regresor. Se pueden

graficar los residuos sin escalamiento o con un escalamiento apropiado. Como

ejemplo se muestran las gráficas de la Figura D.1.

Figura D.1. Gráficas para verificación de residuos. [Fuente: elaboración propia]

Detección y tratamiento de Outliers.

Un Outilier es una observación extrema, donde el residuo es considerablemente

grande, por decir con tres o cuatro desviaciones estándar de la media. Estos puntos

no son puntos típicos de los datos y pueden ocasionar defectos severos en el modelo

de regresión. Las gráficas de estimada vs residuos ya sea estandarizados o

estudentizados permiten identificar Outliers (puntos aberrantes). Los Outliers deben ser

investigados para ver si se puede hallar la razón de su comportamiento anormal

(medición incorrecta, equipo dañado, error de anotación).

0.80.40.0-0.4-0.8

99

90

50

10

1

N 9

AD 0.267

Valor p 0.593

Residuo

Po

rcen

taje

1.20.90.60.3

0.4

0.2

0.0

-0.2

-0.4

Valor ajustado

Resi

du

o

0.20.0-0.2-0.4

2.0

1.5

1.0

0.5

0.0

Residuo

Fre

cuen

cia

987654321

0.4

0.2

0.0

-0.2

-0.4

Orden de observación

Resi

du

o

Gráfica de probabilidad normal vs. ajustes

Histograma vs. orden

Gráficas de residuos para Rugosidad Ra

0.20.10.0-0.1-0.2

99

90

50

10

1

Residuo

Po

rcen

taje

1.20.90.60.3

0.05

0.00

-0.05

-0.10

Valor ajustado

Resi

du

o

0.0500.0250.000-0.025-0.050-0.075-0.100

6.0

4.5

3.0

1.5

0.0

Residuo

Fre

cuen

cia

987654321

0.05

0.00

-0.05

-0.10

Orden de observación

Resi

du

o

Gráfica de probabilidad normal vs. ajustes

Histograma vs. orden

Gráficas de residuos para Rugosidad Ra

Si se encuentra que se debe a un error se debe descartar de los datos. En otros casos

donde se encuentra una razón se debe mantener en la estimación del modelo. En

general se espera que la ecuación de regresión encontrada sea insensible a algunos

puntos particulares, para que sea un modelo robusto. Puede no ser aceptable que un

pequeño porcentaje de los datos tenga un efecto significativo en el modelo.

Tabla E.1. Tabla de distribución F [47].