ANALISIS TEORICO Y EXPERIMENTAL DEL EFECTO DEL LUBRICANTE MICROPULVERIZADO EN EL

FRESADO A ALTA VELOCIDAD Celaya,A.; López de Lacalle, L.N.; Bravo,U.; Fraile, S.; F.Girot*

Departamento de Ingeniería Mecánica. Universidad del País Vasco Escuela Superior de Ingenieros de Bilbao C/Alameda de Urquijo s/n. 48013 Bilbao

Fx: 94 6014216, Tf: 94-6014215 Email: implomal@bi.ehu.es

* Ecole Nationale Superior d’Arts et Metiers, Talence, Burdeos

RESUMEN

Debido a razones económicas, ecológicas y técnicas, hoy día se está intentando disminuir el uso de aceites y fluidos de corte. La primera opción es utilizar el mecanizado en seco, pero en muchos casos esto es imposible, debido a la naturaleza del material a ser mecanizado. Muchas aleaciones no férreas, y especialmente el aluminio, tienden durante el mecanizado a adherirse a los filos de la herramienta, dando lugar a complejos problemas de mal corte de las herramientas y favoreciendo el desgaste de las mismas. En este caso una opción es la utilización de un sistema de lubricación/refrigeración basado en la inyección de aire a presión y pequeñas cantidades de aceite micropulverizado. Esta técnica se denomina MQL (Minimum Quantity of Lubricant).

En este trabajo se hace referencia a varios aspectos de esta técnica, cuando se utiliza en relación al fresado a alta velocidad de aleaciones de aluminio. En primer lugar se demuestra teóricamente su eficacia frente a la ineficacia de técnicas de lubricación tipo emulsión, comprobando el acceso del fluido a los filos de la herramienta. En segundo lugar, se estudia a nivel experimental la influencia de la orientación de la boquilla de inyección respecto a la dirección de avance. También se ha estudiado la posible minimización del consumo de aceite de corte. Se plantea la posibilidad de fresar en seco teniendo en cuenta la naturaleza de los fenómenos de difusión química del aluminio y del cobalto (sustrato de metal duro).

1. INTRODUCCIÓN Durante los procesos de mecanizado se genera una considerable cantidad de calor,

debido principalmente a la intensa deformación plástica del metal originada en la zona de cizalladura, y a la fricción de la viruta cuando se desliza sobre la herramienta. Estas condiciones de fricción y temperatura causan un desgaste de la herramienta, dando como resultado un pobre acabado superficial y un trabajo impreciso1. Para reducir los efectos negativos del calor y la fricción sobre las herramientas y piezas se utilizan los fluidos de corte. El fluido de corte provoca tres efectos positivos en el corte: como refrigerador del calor generado, como lubricador al interponerse entre la viruta y la superficie de desprendimiento de la herramienta, y como flujo evacuador de la viruta.

En los procesos de mecanizado a alta velocidad el 97% de la energía mecánica se convierte en energía térmica. El 80% del calor se genera en la zona de cizalladura primaria siendo el 75% de este calor evacuado a través de la viruta y el 5% de éste pasa a la pieza mecanizada. El 18% de la energía térmica producida se origina en las interfaces viruta-herramienta y el 2% restante en las interfaces herramienta-pieza.

Por razones de diferente índole se aconseja la eliminación, o la reducción, del uso de los fluidos de corte. Así, en primer lugar por razones económicas2 dado que reducir al máximo los costos del ciclo de vida de los fluidos de corte, esto es filtrado, depuración y eliminación de residuos, tiene una repercusión directa en los costos de fabricación. De acuerdo con los estudios realizados en la fabricación del automóvil, los costes asociados a los fluidos rondan entre el 7,5% y el 17%. Aunque en algunas plantas puede ser bastante inferior, como es el caso de Daimler-Benz que ronda el 3%. En segundo lugar por motivaciones medioambientales, dado que el no uso de lubricantes redunda en una menor contaminación. A estos aspectos se suma que en los países industrializados se están desarrollando estrictas legislaciones sobre el uso de fluidos de corte, como por ejemplo TRGS ( Technical Code of Practice for Hazardous Substances) en Alemania3, Decreto 259/1998, de 29 de septiembre en España4. Estas normativas son cada vez más restrictivas respecto al uso de lubricantes.

Se puede pensar en mecanizar en seco5, pero presenta grandes dificultades en aleaciones de aluminio, y en general en aleaciones ligeras, debido a la tendencia de este material a adherirse al filo de la herramienta, dando lugar al Built Up Layer (BUL), lo que conlleva una disminución de la vida de la herramienta6. Por tanto, dada la dificultad de mecanizar en seco se está utilizando una técnica de mínimo consumo de aceite de corte, denominada Minimun Quantity of Lubricant (MQL), consistente en la inyección de un chorro de aire a alta velocidad con partículas micropulverizadas de aceite biodegradable en suspensión.

En la literatura2,7 se hace referencia a las ventajas del sistema de micropulverización respecto a un sistema basado en taladrina convencional, y hay diversas experiencias exitosas en su uso en el mecanizado de diferentes materiales.

Existen otros problemas relacionados con el mecanizado en seco como es la evacuación física de las virutas en máquinas diseñadas para evacuar varias toneladas de viruta al día. El mecanizado en seco o con mínima lubricación obliga a pensar en una estructura de máquina diferente, pensada para este fin, por ejemplo estando dotada de husillo horizontal.

En el presenta trabajo se estudian diferentes aspectos del mecanizado en seco o con mínima lubricación, así:

En primer lugar se plantean los mecanismos de deterioro de herramientas de metal duro en mecanizado de aleaciones de aluminio. De este estudio se plantea la hipótesis a perseguir en la definición de la herramienta y parámetros de corte, en condiciones en seco.

Dado que el fresado en seco puede ser una opción con poca viabilidad se ha optado por estudiar primeramente el uso de las técnicas de microlubricación. En una segunda instancia se plantea la poco eficacia del lubricante tipo taladrina en regímenes de alta velocidad. Este hecho se demuestra a la luz de los resultados obtenidos por CFD

(Computational Fluids Mechanics). Por su contra el sistema MQL actúa correctamente penetrando en la zona de corte. Esto no ocurre cuando se utiliza taladrina convencional. En los siguientes apartados se demuestra teóricamente ambos hechos cuando la velocidad de la herramienta es 24.000 rpm. La posición relativa entre boquilla y avance de la herramienta posee gran influencia en el proceso de corte cuando se lubrica con MQL. Este hecho se demuestra experimentalmente analizando el desgaste en varias posiciones y con diferentes niveles de consumo de lubricante.

La hipótesis para fresado en seco anteriormente definida se somete a estudio mediante simulación computacional utilizando un software de simulación del corte. Su utilización requiere una serie de consideraciones previas, relativas a la adecuación del modelo a la situación real de fricción.

Tras la simulación se están realizando una serie de ensayos de mecanizado con herramientas de diferente geometría, algunas de ellas recubiertas de diamante.

Los resultados presentados constituyen un camino hacia el fresado en seco basado en un conocimiento íntimo de la influencia de los principales parámetros del proceso y de los mecanismos físicos de desgaste y adhesión.

2. MECANISMOS DE DEGRADACIÓN DE LA HERRAMIENTA EN CORTE DE ALUMINIO

Los mecanismo de deterioro en el mecanizado de aleaciones de aluminio son dos, la abrasión de los filos debido a la acción de fricción y la adhesión de aluminio al filo y caras de desprendimiento e incidencia.

La abrasión es un proceso mecánico debido a la fricción de las partículas duras presentes en algunas aleaciones de aluminio. Es especialmente severa en el caso de aleaciones de fundición de tipo Al-Si. La composición eutéctica para la familia de las aleaciones aluminio-silicio ronda el 12.5% en peso de silicio. Por encima de esta concentración, el contenido de silicio precipita en forma de cristales primarios, lo que tiene un significativo impacto en la maquinabilidad del material. A este tipo de aleaciones se les denomina hipereutécticas, designando como hipoeutécticas a las que presentan una concentración de silicio inferior al 12.5%. En el caso de aleaciones hipoeutécticas el mecanizado se puede realizar con herramientas de metal duro recubiertas de TiAlN, con buen comportamiento hacia el desgaste. En el caso de aleaciones hipereutécticas la única solución a fecha actual es el uso de herramientas de diamante policristalino, PCD. Las herramientas de metal duro recubiertas de diamante todavía no son capaces de soportar las cargas y abrasión de estas aleaciones en fresado, debido a los problemas aparecidos en el recubrimiento debido a la interacción del cobalto del metal duro con el recubrimiento en sus primeras fases de generación. Más información sobre este asunto se detalla en el trabajo de los autores8.

En la figura 1 se puede ver el diferente comportamiento al desgaste de abrasión, medido en forma de desgaste de flanco VB sobre una aleación hipereutéctica.

00,050,1

0,150,2

0,250,3

0,350,4

0,450,5

0 5 10 15 20 25 30

Volumen de viruta (dm3)

Vb (m

m)

PCDMetal duro PCD

MD + TiAlN

AlSi17Cu4Mg Vc = 1206.37 m/min Vf = 7200 mm/min ae = 10 mm ap = 6 mm Q = 432000 mm3/min

Figura 1. Mecanizado de una aleación hipereutéctica con herramienta de metal duro recubierta de TiAlN y herramienta de PCD

Respecto a la adhesión, éste es un fenómeno bien conocido en el mecanizado de aluminio cuando se elimina o se reduce la aportación de lubricante. En este momento se activan los mecanismo de difusión y adhesión que conducen a dos tipos de problemas, la aparición de filo recrecido (BUE, Built Up Edge) y capa recrecida (BUL, Buil up layer). En la figura 2 se observan ambos tipos de deterioro. Ambos fenómenos provocan una dramática disminución de la vida de la herramienta, y parecen tener un origen común, siendo dos grados del mismo fenómeno que se explica más adelante. Además, a este fenómeno se puede sumar la abrasión, produciéndose un acción combinada que suma la malignidad de estos tipos de desgaste.

La combinación de la presión en la cara de desprendimiento y la temperatura alcanzada provoca la activación de un fenómeno de difusión del cobalto (del sustrato del Metal duro) en el aluminio y viceversa. Para reducir esta acción se debe reducir la solubilidad relativa y la velocidad de interdifusión de los elementos en contacto

BUL BUE

Figura 2. Aluminio adherido en forma de BUL (izquierda) y de BUE (centro). Adhesión de aluminio sobre un recubrimiento de diamante

en taladrado tras 500 agujeros (derecha).

En el corte de aleaciones de aluminio para aplicaciones estructurales, como la de tipo aluminio-cobre (la muy conocida 2024), su mecanizado es sencillo, dada la poca reactividad química de la aleación formada por una red cristalina de átomos de aluminio y precipitados de Al2Cu y Al2CuMg. La herramienta está constituida por partículas de carburo de wolframio (CW) en un sustrato de cobalto del 8 al 12%. En la zona de contacto relativa a la cara de desprendimiento las condiciones de presión, temperatura y velocidad relativa entre materiales favorecen la difusión recíproca del aluminio en el cobalto del sustrato y viceversa. Para su estudio se debe hacer referencia al diagrama de fases Co-Al, de la figura 3. En él se muestra que el cobalto es poco soluble en aluminio y que el aluminio lo es a su vez poco en el cobalto(ε-Co), pero a 300°C la solubilidad aumenta de forma importante (α-Co). Los intermetálicos posibles son las fases β (≈Al14Co3), γ (≈Al3Co), δ (≈Al5Co2), y ζ (≈AlCo). Por tanto se puede concluir que para reducir la difusión de ambos elementos debe controlarse la temperatura en la intercara, siendo especialmente recomendable que no supere los 300º.

Los estados sucesivos del metal duro en relación al fenómeno de difusión/adhesión responden a los cuatro mostrados en la figura 4. Si las condiciones de presión y temperatura superan los 300ºC, los átomos de aluminio comienza a difundirse en el cobalto del sustrato de la herramienta. Estos átomos comienzan a forman solución sólida, que facilita la nucleación de las primeras microsoldaduras. Estas a su vez sirven de fuente de átomos para la difusión 9 además de poseer velocidad cero en la intercara. Además sobre las mismas se deposita más aluminio hasta generarse la capa recrecida ya descrita.

300°C

( α - Co)

β

γ δ ξ

700°C

600°C

500°C

400°C

300°C

Al Co 20 40 60 80

Porcentaje de cobalto

( ε - Co)

Figura 3. Diagrama de fases de la solución Co-Al.

Los recubrimientos a emplear buscan introducir una barrera entre la herramienta y el material que se desprende en forma de viruta. Fundamentalmente buscan tres efectos, aumentar la dureza superficial, lo cual es adecuado para soportar la abrasión, formar una barrera químicamente estable que no favorezca la difusión/adhesión. Y por último reducir la fricción en la zona de desprendimiento. Entre los más utilizados se encuentran los basados en TiAlN, aunque también existen recubrimientos especialmente

antifricción, cuyos resultados se detallan en [Lopez et al, 2001]8. Una conclusión de interés de este trabajo es que los del tipo TiAlN multicapa (tipo Futura de Balzers) son los que mejor resultados han deparado. En Girot10 se reflejan muy buenos resultados en taladrado con brocas con recubrimiento de diamante (tipo HEMI de Balzers)

Por tanto en el fresado a alta velocidad en seco la hipótesis de diseño del proceso (herramienta y condiciones de corte) busca establecer la geometría de herramienta, recubrimiento (si es necesario), y velocidad de corte, avance y condiciones de inmersión para trabajar por debajo de la temperatura donde se produce la activación de los procesos de difusión/adhesión que conducen a la aparición de filo recrecido.

Cap

microsoldadura

difusión

a continua de aluminio

Figura 4. Etapas en el proceso de difusión/adhesión de aluminio en metal duro.

Para ello se va a trabajar de forma metodológica partiendo de un profundo conocimiento del proceso, aplicando técnicas de simulación del corte, y estableciendo la sensibilidad de los parámetros del proceso sobre la presión y temperatura en la intercara.

Dado que este objetivo presenta gran interés pero riesgo de ser infructuoso, no se conocen referencias de mecanizado en seco en fresado aunque sí en taladrado, se ha preferido en una primera instancia optimizar el uso de la técnica de mínima lubricación, cuya viabilidad está fuera de toda duda. De esta forma el camino hacia el mecanizado en seco se aborda de una forma gradual.

3. ENSAYOS CON MQL Y TALADRINA

El Aluminio que se mecanizó es una aleación del tipo 5083 dotada de un mayor contenido de silicio, por estar disponible para la realización de ensayos. La herramienta utilizada es de acero rápido con 8 % de cobalto (HSS 8% Co), ángulo de hélice 30º, de diámetro 12 mm, 2 dientes. El HSS es muy sensible al desgaste. De esta forma se puede estudiar de forma más fácil el efecto de las condiciones de lubricación sobre el desgaste, que si se hubiesen utilizado herramientas de metal duro. A nivel industrial sería más

conveniente el uso de herramientas de metal duro, pero la evolución del desgaste sería menos significativa y más lenta, siendo más difícil realizar el estudio presentado en este trabajo.

Los parámetros de mecanizado que se han utilizado son propios del corte a alta velocidad del aluminio, velocidad de corte: Vc= 942 m/min, en concordancia, avance por diente: fz=0.1mm/diente, revoluciones: N=25.000rpm, profundidad radial: ae=3mm, profundidad axial: ap=3mm, avance: F=5000mm/min, caudal de viruta: Q=45.000mm3/min

Figura5. Esquema del sistema MQL y foto de las boquillas instaladas en la máquina Kondia HS1000.

Se han realizado pruebas con lubricación convencional, consistente en una emulsión de aceite en agua al 95 %. Este fluido de corte convencional emulsionable es una mezcla de agua con el 5% de un aceite compuesto del 46% de aceite mineral y éster,... (R-COOL-S ). Y posteriormente se realizaron pruebas utilizando inyección de aire más aceite biodegradable micropulverizado, técnica denominada MQL; el aceite utilizado con el sistema MQL está compuesto por esteres y sustancias activas sin tener que mezclarse con agua.. Las características de los aceites de corte se muestran en la tabla 1.

Aceite para fluido de corte convencional (taladrina)

Aceite para MQL

Viscosidad(20º) 68 mm2/s 88 mm2/s

Densidad(15º) 0,88 g/cm3 0,96 g/cm3

Calor específico 1,9 J/kg K 2,0 J/kg K

Conductividad térmica

0,575 W/m ºC 0,13 W/m ºC

Tabla 1. Características de los lubricante utilizados, taladrina y aceite biodegradable.

El sistema MQL utilizado que se detalla en la figura 5 funciona con aire a presión, inyectando la mezcla de aire y aceite en la zona de corte. Al sistema le llega aire a presión (2), este aire entra en una unidad de mantenimiento, para pasar a un regulador de presión (3). Después de esto, parte del aire llega a un sistema donde se produce la impulsión del aceite, regulada a través de un frecuencímetro (4) y unas bombas (6), las cuales proporcionan la cantidad de aceite a suministrar por cada boquilla en cada instante. El aceite es impulsado hasta la boquilla (1), donde se produce la mezcla de esta con el aire, pulverizándose por efecto de la presión y velocidad del aire en la salida, siendo las partículas de aceite inferiores a 2µm de diámetro7. Las boquillas se pueden disponer en diferentes posiciones relativas a la herramienta y al avance de trabajo de ésta.

Figura 6. Disposición de las boquillas en relación al avance, a 45º y a 135 º. Corte en concordancia en ambos casos.

45º

135º

El chorro de aire más aceite actúa en tres forma diferentes: eliminando el calor generado en el corte, gracias a dos mecanismos, la convección del aire inyectado, y la evaporación de parte del aceite inyectado absorbiendo el calor existente en la herramienta; disminuyendo el rozamiento en la cara de desprendimiento, dado que las gotas de aceite son suficientemente pequeñas para inmiscuirse entre la viruta y herramienta, disminuyendo la fricción entre viruta y herramienta; evacuando la viruta debido al aire a presión. Se han realizado pruebas con dos boquillas (fig. 6), con objeto de inyectar el lubricante en diferentes sentidos respecto a la dirección de avance y posición del material a cortar.

En la figura se observan las dos disposiciones estudiadas. La primera disposición sitúa la nozzle a 45º respecto a la dirección de avance. En el segundo caso la boquilla se sitúa a 135º respecto al sentido de avance. Otras disposiciones se han rechazado dado que se produce interferencia de la pieza con el chorro MQL. Los consumos de aceite se sitúan en dos niveles, en 0.06cc/min y en 0.04 cc/min. El primer valor es inferior a los considerados límites en las referencias7, 0.07 cc/min – 0-06 cc/min s. El segundo valor es ya claramente muy reducido respecto a los documentados en la bibliografía.

3.1 Resultados obtenidos

La Figura 7 muestra el desgaste de flanco de la herramienta para los mecanizados con el fluido de corte convencional (taladrina) y para las dos diferentes orientaciones del sistema MQL, con los caudales de 0,04cc/min y 0,06cc/min. Comparando la evolución de los casos de taladrina y MQL, en la figura 7 se observa que siempre es menor el desgaste con MQL que con taladrina. En la figura 7 se incluyen dos imágenes del desgaste de flanco a los 158 m de corte.

00,020,040,060,080,1

0,120,140,160,18

16,8 39,6 56,4 61,8 94,8 158Longitud mecanizada (m)

Des

gast

e Vb

(mm

)) Taladrina MQL 1 (-45º) 0,06ml/min MQL 1 (-45º) 0,04ml/min MQL 2 (-135º) 0,06ml/min MQL 2 (-135º) 0,04ml/min

Figura 7. Evolución del desgaste a lo largo de la longitud mecanizada, para todos los casos. Máximo desgaste para el caso de taladrina y mínimo para un consumo de 0.06 cc/min a –135º. Foto A) desgaste con taladrina a 158m, B) desgaste con MQL.

4. DISCUSIÓN DE RESULTADOS CON MQL Y TALADRINA

4.1 Ineficacia del fluido de corte convencional frente al MQL

Una conclusión evidente del análisis de desgaste de la figura 7 es que los sistemas MQL presentan menor desgaste que cuando se emplea fluido de corte convencional. Este hecho se explica a que a altas velocidades de giro de la herramienta la taladrina no consigue penetrar en la zona de corte. Por el contrario, el flujo aire+aceite del MQL sí lo hace.

Así en la figura 9 se observa el análisis CFD ( Computational Fluids Mechanics) del chorro de lubricante sobre la herramienta. La velocidad de salida de la taladrina por cada boquilla es de 6,40m/s, habiendo sido calculada como el volumen de taladrina evacuado entre la sección de la boquilla. Si se compara esta velocidad con la periférica de la herramienta a 24.000 rpm, unos 15 m/s, se puede entender que el lubricante líquido es incapaz de penetrar en el alma y los filos de la herramienta. En la figura 8 se observa el campo de velocidades, en módulo y dirección, del fluido en la cercanía de la herramienta a 24000 rpm. Alrededor de la herramienta se genera una pantalla, que

impide el paso al interior del refrigerante. De ahí se deduce que la taladrina es ineficaz dado que no realiza ni la función refrigeradora por convección, ni la lubricadora. Solamente actúa arrastrando la viruta de la zona de corte.

Figura 8. Velocidades en la salida de la boquilla MQL.

atmosfera

aire

aceite

boquilla

120 m/s

7.9 m/s

7.9 m/s

Figura 9 . Campo de velocidades utilizando taladrina

Se ha simulado de la misma forma la inyección de un chorro MQL sobre una herramienta en giro. El primer problema a resolver ha sido determinar la velocidad de salida del lubricante, lo que no es sencillo dada la enorme velocidad de la salida. Para ello se ha simulado por CFD (fig 8) el comportamiento del aire en la boquilla convergente/divergente. En la figura 8 se observa el campo de velocidades a lo largo de la boquilla. En la salida el aire presenta una velocidad máxima de 120 m/s. Este valor se ha chequeado experimentalmente llenando un volumen conocido (un balón de playa), comprobándose este valor.

Figura 10 . Campo de velocidades del flujo MQL a los 2.5 y a los 3 segundos.

3 s 2.5 s

125 m/s 63 m/s 0 m/s

Vmax 125 m/s

125 m/s 63 m/s 0 m/s

Vmax 125 m/s

Esta velocidad es mucho mayor que la periférica de giro de la herramienta. En la figura 10 se observa el campo de velocidades en este caso, para dos posiciones de la herramienta. Aquí el flujo MQL sí penetra en el alma de la herramienta y filos de corte. Por tanto actúa en las tres facetas de un fluido de corte: refrigerando por convección y por evaporación del aceite, actuando como lubricante, y además evacuando la viruta.

4.2 Influencia de la posición relativa boquilla-avance-pieza.

Observando los desgastes VB obtenidos en la figura 7 se observa la diferencia que existe mecanizando con las distintas orientaciones de la boquilla, siendo la orientación óptima para la vida de la herramienta la que se observa en la figura 11 con la disposición a 135º, siendo el desgaste obtenido de esta forma de 0,098mm a 0,04cc/min, mientras que con la orientación a 45º el desgaste es de 0,142mm a 0,04cc/min. Esta diferencia de desgaste de la herramienta es debido a que en la orientación a 45º el fluido de corte no penetra por completo entre la herramienta y la pieza, debido a que parte de éste es arrastrado por la viruta antes de que llegue a esta zona como consecuencia de la interferencia que se produce entre la dirección de caudal del fluido de corte y el caudal de viruta arrancada, uniéndose a esto que las turbulencias que se originan en las proximidades de la herramienta expulsan las partículas de aceite de la zona de corte, no ejerciendo de esta forma la acción lubrorrefrigeradora para la que esta encomendado. Por el contrario la disposición a 135º permite que el flujo MQL sea atrapado por el filo de la herramienta, penetrando al interior de la misma y actuando de forma my eficiente.

Parte del fluido sale despedido de la zona de corte

El fluido de corte interfiere con la viruta

Orientación errónea, a –45º.

Acción lubricante y refrigeradora

Orientación correcta de laboquilla, a –135º.

Figura 11. Orientación errónea y correcta de la boquilla. Disposición de las boquillas a 90º en la máquina de alta velocidad

4.3 Minimización del consumo de aceite.

De los resultados de la figura 7 se deduce que disminuir el consumo de aceite por debajo de 0.06 cc/min provoca un ligero aumento del desgaste, pero poco significativo. De todas formas este valor de consumo de 0.06 cc/min es ya muy reducido respecto al recomendado por el fabricante del equipo. Sin embargo en los ensayos realizados en 0.04 cc/min tampoco se ha observado el fenómeno de Built Up Layer. Es decir, un consumo de 0.04 cc/min sigue evitando el mayor inconveniente del mecanizado en seco de las aleaciones de aluminio, esto es, la adhesión del aluminio al filo de corte.

Reducir por debajo de 0.04 cc/min no ha sido posible con el sistema de lubricación disponible en la máquina , donde las boquillas son exteriores al husillo. El uso de técnicas MQL usando refrigeración coaxial interna al husillo puede ser una posibilidad para reducir el consumo por debajo de este valor.

4.4 Efectos del cambio de dirección de avance en piezas reales

Se ha demostrado en el apartado 4.2 la importancia de la posición relativa del chorro MQL, en la aplicación industrial de esta técnica. En piezas reales la dirección de avance del mecanizado cambia continuamente. Por tanto mantener la boquilla en una posición fija conduciría a situaciones de mecanizado lejos del óptimo. Este problema se ha resuelto (fig 11) disponiendo de 4 boquillas cada una de las cuales abarca 90º en el plano XY. Su activación/desactivación depende de la ejecución de funciones auxiliares M insertadas en el programa, que activan o desactivan las electroválvulas de paso del aire a cada boquilla. En direcciones de avance de trabajo situadas en +/- 15 º de las bisectrices de ubicación de las boquillas se activan las dos boquillas adyacentes.

5. HACIA EL FRESADO EN SECO

Tras la optimización de la técnica MQL se ha abordado la posibilidad de avanzar en la línea del fresado totalmente en seco actuando desde una doble perspectiva:

- La simulación del proceso da una idea de la sensibilidad de los factores que influyen en la difusión (presión en la intercara y temperatura) respecto a la geometría y condiciones de corte. De esta forma se puede actuar en el diseño y definición del proceso. El modelo computacional debe ser ajustado en cuanto coeficiente de fricción a utilizar, asegurando la identidad de fuerzas de corte.

- El comportamiento de la herramienta de metal duro se puede mejorar en el caso de emplear recubrimientos que actúen de barrera termo física ante el fenómeno de difusión.

La primera etapa del trabajo ha consistido en comprobar la posibilidad de utilizar un modelo FEM para estudiar la influencia de los parámetros del proceso, esto es, geometría de herramienta y condiciones de corte. Este hecho se debe a la necesidad de estudiar temperaturas en la cara de desprendimiento, y por tanto el problema posee una relación directa con la fricción. Y esta es sin duda uno de los principales puntos de discusión en la actualidad respecto a su correcto modelado.

Partimos del coeficiente de fricción equivalente ya por defecto para el Al2024-T4 en el software de simulación empleado (Thirdwave- Advantedge 4.0), basado en un completo estudio teórico-experimental llevado a cabo por Marusich 12. Para ello se han realizado una batería de ensayos sobre una probeta de Al 2024 situada sobre una mesa dinamométrica. El espesor de corte ha sido 7 mm. En la figura 12 se observa el dispositivo experimental y el valor registrado de las fuerzas de corte, en donde una proyección de Fx sería comparable al valor de la fuerza de corte obtenida por experimentación, cuya fuerza máxima es de valor 327 N. Este error es menor de 10%, por lo que se puede pensar que el coeficiente utilizado es bastante ajustado a la realidad.

-100

-50

0

50

100

150

200

250

300

350

Fx Fy Fz

Figura 12: Medición de esfuerzos de corte para la caracterización del coeficiente de fricción en el AdvantEdge.

Sin embargo queda la incógnita de si las temperaturas simuladas se adaptan a las reales. Es difícil corroborar este hecho debido a la dificultad que conlleva la medición experimental de las temperaturas. Lo que sí se ha estudiado es la sensibilidad del modelo computacional ante el valor del coeficiente de fricción equivalente, al que se ha dado valores entre 0.5 y 2. La máxima temperatura oscila entre ensayos en ±24ºC, lo que indica que pese a su influencia ésta no invalida el estudio.

Se ha estudiado los efectos que la velocidad de corte posee en la fuerza de corte y en la temperatura en la intercara. En la figuras 13 y 14 se observa el valor de ambos factores. La fuerza, directamente relacionada con la presión, y la temperatura (de forma exponencial) intervienen en la ley de difusión de Fick. Los valores de la velocidad de corte son 188 m/min (4000 rpm) y 754 m/min (24.000 rpm). De su análisis se derivan las siguientes conclusiones:

Las fuerzas de corte disminuyen con la velocidad (figura 13), tal como se muestra en los estudios de Flom11, 1983; y Smart y Trent (1975). Tal como se observa en esta figura el descenso se sitúa en un 15%.

Las temperaturas crecen con la velocidad, (figura 14) siendo como promedio en las cercanías de la punta de la herramienta 195º C a baja velocidad y 280ºC a alta velocidad. Este hecho también se recoge en Marusich12, tanto teórica como experimentalmente.

Figura 13: Dependencia de la fuerza de corte con la velocidad de corte. AdvantEdge.

Figura 14: Dependencia de la temperatura con la velocidad de corte. AdvantEdge.

Vc = 754 m/min Vc = 188 m/min

Respecto a la influencia del ángulo de desprendimiento en las temperaturas máximas de la herramienta, se han simulado ángulos de 17º a 26º en intervalos de 2º. No se observan grandes diferencias en este valor, que ronda los 300º C, aunque sí un mínimo relativo en torno a los 20º. Este valor coincide con el de 5 herramientas comerciales de fabricantes lideres en el mecanizado de aluminio.

5.1. Discusión de las posibilidades del fresado en seco

Los resultados de los ensayos computacionales presentados anteriormente pueden conducir a las siguientes reflexiones:

1- Las temperaturas máximas en la cara de desprendimiento de la herramienta a alta velocidad rondan los 300ºC. Este valor es el umbral para la aparición de un íntermetálico Al-Co, como se muestra en la figura 3.

2- La temperatura puede disminuir actuando sobre la geometría de la herramienta y en las condiciones de corte (Vc y fz). Por tanto, desde este punto de vista existe la posibilidad de fresar en seco, pues no se activarían los mecanismos de difusión/adhesión explicados en el apartado 2.

En la actualidad se están realizando una serie de pruebas experimentales para ratificar ambos extremos. Los resultados todavía no son concluyentes aunque si se observa un incipiente desgaste de flanco en las herramientas de metal duro sin recubrir. Este hecho puede originar una distorsión de la geometría de la herramienta cuya consecuencia es un corte en condiciones alejadas de las teóricamente óptimas (figura 15).

Figura15: Desgaste de flanco en herramienta de metal duro

El siguiente paso va ha ser utilizar herramientas recubiertas de diamante. Este material (carbono), presenta muy baja afinidad con las aleaciones de aluminio ya que los carburos se forman a temperaturas mucho mas altas que 300ºC. Por tanto, no se forma la primera capa de adhesión mecánica de aluminio sobre la herramienta. Además la superficie es más lisa y no hay “hoyos” donde se pueda depositar el material.

CONCLUSIONES Tras la presentación del trabajo realizado se pueden apuntar una serie de conclusiones y puntos de discusión:

1- Se ha estudiado el efecto del lubricante micropulverizado en el fresado a alta velocidad de aluminio. Con esta técnica se llega a una reducción de la cantidad de aceite de corte utilizada en el mecanizado, aproximadamente del 95% respecto a los sistemas basados en taladrinas convencionales En las pruebas realizadas se ha llegado a consumos inferiores a 0.06 cc/min, lo que equivale a 3,6 cc en una hora de mecanizado.

2- Se ha demostrado a nivel teórico, mediante simulación computacional, la eficacia del chorro MQL respecto al sistema de taladrina convencional. Este último se ha mostrado ineficaz a alta velocidad, dada su imposibilidad de acceso al centro de la herramienta. Sin embargo, hay que tener en cuenta que aún así el corte con taladrina evita en parte la aparición de la capa recrecida (BUL) debido a la continua impregnación de la herramienta. Los malos resultados obtenidos con taladrina respecto al MQL hacen pensar que la alta velocidad de rotación provoca en alguna ocasión la pérdida de la capa de lubricante en la cara de desprendimiento.

3- Parece existir una influencia recíproca de los desgastes adhesivos y abrasivos en el corte de aluminio. De hecho la presencia de adhesión provoca una corte con un filo embotado, y requiriendo mayor potencia de corte. Este hecho produce una mayor fricción de la cara incidencia en forma de desgaste de flanco, que es el que industrialmente se controla. Este hecho es similar al observado en el caso del titanio8, donde el desgaste de cráter producido por la adhesión en la cara de desprendimiento produce una reducción del filo, que hace aumentar la magnitud del desgaste de flanco.

4- Sobre la simulación del mecanizado en seco, si bien es cierto que el ajuste del coeficiente de fricción asegura la igualdad de fuerzas entre lo simulado y lo real, no se debe suponer que lo mismo ocurra con las temperaturas reales, ya que es difícil validar el valor absoluto de las mismas.. Sin embargo si se puede pensar en que los modelos computacionales marcan sensibilidades y tendencias aunque posean errores en los valores absolutos.

5- Los resultados obtenidos hasta la fecha, parecen reflejar la posibilidad de un fresado en seco de aleaciones de Al maleables. Además marcan una metodología de trabajo a seguir con éste objetivo. Esta forma de trabajo será de aplicación a nuevos tipos de geometrías y recubrimientos que pueda deparar un futuro próximo.

6- El mecanizado en seco presenta una serie de problemas industriales. Por un lado está el problema de evacuación de la viruta. Este problema se puede solventar mediante la utilización de un chorro de aire y con una correcta orientación del husillo de tal forma que se posibilitara la evacuación de la viruta por gravedad. Por otro lado, existe el peligro de un calentamiento excesivo en ciertas partes de la máquina que pueden conducir a una deformación excesiva de la misma. Para evitar esto, se puede optar por proteger las partes estructurales y guías.

Los resultados obtenidos indican un serie de posibilidades en fresado en seco que pueden conducir a la absorción de esta tecnología por los sectores de automoción y aeronáutico.

AGRADECIMIENTOS

Se agradece la financiación recibida del Gobierno vasco mediante la cofinanciación de una acción Aquitania-Euskadi 2001. Se agrade la intensa colaboración del profesor C. Angulo en el estudio CFD presentado en este trabajo. Además se agradece al Sr. Eduardo Sasía sus consejos y colaboración en la realización de los ensayos experimentales. También se agradece a la empresa Helitool y A2C su intensa colaboración en este trabajo.

BIBLIOGRAFÍA 1- F. Klocke, G. Eisenblätter,(1997) Machinability Investigation of the Drilling Process

Using Minimal Cooling Lubrication Techniques, Production Engineering,1997, Vol. IV / 1, p19-24.

2- D. Thamke, R. Schirsch, W.Zielasko, Wirtschaftlichkeit der Trockenbearbeitung, VDI-Bericht 1375 Trocken bearbeitung prismatischer Teile. Taung Aachen, 30./31. 03 1998. Düsseldorf: VDI-Verlang 1998 Seite 317-397.

3- F. Klocke, G. Eisenblätter, (1998) Trockenbearbeitung: Stand der Forschung (Dry cutting), VDI BERICHTE 1399,

4- Ihobe, S.A.(2000) Libro blanco para la minimización de residuos y emisiones.

5- E. Kalhöfer,(1998) Dry Machining - Technology and Requirements to the Machine Tool, International Simposium Improving Machine Tool Perfomance, San Sebastian, Vol.I, pp 633-643.

6- N. Crauwels, k. De Bruyn, p. Perremans, m. Van Stappen, j.p. Celis, l. Stals, (1998)Ecological cutting: Dry, Minimal quantity lubrication or ecological cutting fluids?, International Simposium Improving Machine Tool Perfomance, San Sebastian, Vol.II, pp 703-714.

7- Minekawa Hiroki, Inasaki Ichiro, (1998), Cutting with minimal quantity lubricant, International Simposium Improving Machine Tool Perfomance, San Sebastian, Vol.II, pp 655-665.

8- López de Lacalle, L.N. ;Lamikiz, A.; Sánchez, J.A. ; Cabanes, I., (2001) Cutting conditions and tool Optimisation in the High Speed Milling of Aluminium Alloys, Journal of Engineering Manufacture. Procc Int Mechanical institution Part B,Vol 215, pp 1257-1269.

9- Aucouturier M. et Guiraldenq P., (1976) La diffusion dans les traitements de surface et dans les mécanismes de frottement, 19ème Colloque de Métallurgie, Ed. CEN Saclay, Vol. II, pp. 1099-1141.

10- F. Girot, D. Géhin ,(2002) Perçage à sec des alliages d’aluminium aéronautique, ENSAM.

11- Flom, D.G., (1983) High-Speed Machining, in: Bruggeman and Weiss (eds.) Innovations in Materials Processing, Plenum Press, 417-439.

12- Marusich, T.D. (1998) Effects of Friction and Cutting Speed on Cutting Force, Third Wave Systems, Inc. Minneapolis, MN 55439