determinación de la vida útil en herramientas de corte
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INSTITUTO TECNOLÓGICO Y DE ESTUDIOS SUPERIORES DE
MONTERREY
CAMPUS CIUDAD DE MÉXICO
ESCUELA DE GRADUADOS EN INGENIERÍA Y ARQUITECTURA
ti e AJ o II I e r r e y
DETERMINACIÓN DE LA VIDA ÚTIL EN HERRAMENTALES DE
CORTE ENDURECIDOS POR EL PROCESO DE BORURIZACIÓN
EN PASTA
TESIS QUE PARA OBTENER EL GRADO DE
MAESTRO EN SISTEMAS DE MANUFACTURA
PRESENTA
MICHEL FARAH ABUD ~ TECNOLÓGICO • DE rvtONTERREY e
Asesor: Dr. lván Enrique Campos Silva B I B L i O T E C A C:impus Cjud ·~~ (Jé'.' Mexico
Comité de tesis: Dra. María Elena Sánchez Vergara
Dr. Ulises Figueroa López
Dr. Orlando Susarrey Huerta
México DF, Marzo de 2006
Contenido
Lista de figuras
Lista de tablas
Nomenclatura
Resumen
Introducción
1 Marco teórico
1.1 Borurización
1.1.1 Materiales susceptibles para la borurización
1.1.2 Influencia de los elementos aleantes en la borurización
1.1.3 Dureza de las fases obtenidas
1.1.4 Requerimientos del horno de tratamiento
1.2 Proceso de mecanizado
1.2. l Esquemas de formación de viruta (corte ortogonal y oblicuo)
1.2.2 La ley de Taylor
1.2.3 Tipos de desgaste en herramientas de corte
a) Desgaste en incidencia
b) Desgaste en cráter
c) Filo de aportación
d) Deformación plástica
e) Astillamiento
f) Fractura de filo
g) Desgaste en forma de mella
h) Fisuras térmicas
1.2.4 Criterios de desgaste en herramientas de corte
1.3 Metodología
2 Modelo matemático del crecimiento de fases
2.1 Introducción
7
lO
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18
18
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21
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29
30
30
32
33
34
34
4
2.2 Leyes de Fick
2.2.1 Primera Ley de Fick (velocidad de difusión)
2.2.2 Segunda Ley de Fick (perfil de composición)
2.3 Fases obtenidas en el acero M2
2.4 Modelo de borurización en dos fases
2.5 Constantes de crecimiento
2.6 Coeficientes de difusión
2.7 Conclusiones
3 Procedimiento experimental
3.1 Fabricación de los herramentales
3.1.1 Fabricación de los herramentales de corte
3.1.2 Fabricación de moldes
3.2 Tratamiento termoquímico de borurización en pasta
3.2.1 Espesores y aplicación de pasta
3.2.2 Tratamiento termoquímico en las herramientas de corte
3.2.3 Análisis en el MEB (Electrones retrodispersados)
3.2.4 Análisis de microdurezas
3.3 Caracterización de la vida útil de los herramentales de corte
3.4 Conclusiones
4 Análisis de resultados
4.1 Pruebas de desgaste
4.2 Evaluación de los exponentes de Taylor
4.3 Conclusiones
Conclusiones finales
Perspectivas de trabajo
Anexos
A Centro de mecanizado vertical
35
36
36
37
38
40
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48
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56
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59
62
65
68
71
71
77
84
85
86
88
5
B Máquina de electroerosión por penetración
C Funcionamiento de equipos utilizados
D Centro de torneado
E Resultados obtenidos por medio del proceso experimental para una herramienta
89
90
91
tratada a una temperatura de 1123 K 92
F Resultados obtenidos por medio del proceso experimental para una herramienta
tratada a una temperatura de 1173 K 97
G Resultados obtenidos por medio del proceso experimental para una herramienta
tratada a una temperatura de 1223 K 103
H Resultados obtenidos por medio del proceso experimental para una herramienta
tratada a una temperatura de 1273 K 109
I Mediciones de dureza realizadas en una sección transversal del material trabajo 114
J Imágenes de desgaste para las herramientas testigo 115
Bibliografía 116
6
Lista de figuras
Figura 1.1 Diagrama de fases Hierro - Boro
Figura 1.2 Esquemas de formación de viruta (corte ortogonal y oblicuo)
Figura 1.3 Tipos de desgaste en herramientas de corte
Figura 1.4 Criterios de desgaste en herramientas de corte
Figura 2.1 Perfil de concentración para el modelo de crecimiento de boruros en dos
fases
Figura 2.2 Evolución del crecimiento de la fase FeB para espesores de pasta de 3 y 4
mm
Figura 2.3 Evolución del crecimiento de la fase Fe2B para espesores de pasta de 3 y 4
mm
Figura 2.4
Figura 2.5
Perfil de concentración de boro en la interfase móvil
Evaluación del coeficiente de difusión del boro
Figura 3.1
Figura 3.2
Figura 3.3
Figura 3.4
Figura 3.5
Parámetros geométricos de importancia en una herramienta de corte
Modelado en 30 de la herramienta de corte empleando un software de CAD
Vistas y dimensiones principales de la herramienta de corte
Mecanizado de las herramientas de corte
Afilado de las herramientas de corte
Figura 3.6 Mecanizado con cortador plano de 3" a la solera de acero para la fabricación
de los moldes
Figura 3.7 Diseño del electrodo de desbaste para una cavidad del molde de 3 mm
Figura 3.8 Simulación del mecanizado de los electrodos para el molde de 3 mm
utilizando un software de CAM
Figura 3.9 Modelado en 30 con un software de CAD de los moldes de recubrimiento
Figura 3.10
Figura 3.11
Figura 3.12
Figura 3.13
Introducción de la herramienta de corte al molde de recubrimiento
Distancia de posicionamiento del herramental con respecto al molde
Herramientas desmoldadas y recubiertas, listas para el tratamiento
Espectroscopia de rayos X por dispersión de energía
7
Figura 3.14 Fases FeB y Fe2B generadas en el acero M2 a 1273 K y 4 h de tratamiento
Figura 3.15 Fases FeB y Fe2B generadas en el acero M2 a 1223 K y 4 h de tratamiento
Figura 3.16 Fases FeB y Fe2B generadas en el acero M2 a 1173 K y 4 h de tratamiento
Figura 3.17 Gráfica de microdureza contra distancia para la probeta de 3 mm a 1223 K y
4 h de tratamiento
Figura 3.18 Gráfica de microdureza contra distancia para la probeta de 4 mm a 1223 K y
4 h de tratamiento
Figura 3.19 Montaje de la pieza de trabajo y de la herramienta de corte en el centro de
torneado
Figura 3.20 Fuerzas que actúan sobre la herramienta de corte
Figura 4.1 Gráfica de Tiempo de vida útil medio contra temperatura de tratamiento
Figura 4.2 Distribución aproximada de identaciones realizadas en el material de trabajo
Figura 4.3 Gráfica de Taylor involucrando las temperaturas de tratamiento con un
espesor de pasta de 3 mm
Figura 4.4 Gráfica de Taylor involucrando las temperaturas de tratamiento con un
espesor de pasta de 4 mm
Figura 4.5 Desgaste en el flanco obtenido a través del proceso experimental en las
herramientas de corte
Figura 4.6
Figura A.l
Figura 8.1
Figura D.t
Figura E.l
Figura E.2
Figura E.3
Figura E.4
Figura E.5
Figura E.6
Figura F.l
Gráfica de Taylor de la herramienta testigo
Centro de mecanizado vertical
Máquina de electroerosión por penetración
Centro de torneado
Herramienta No. 4
Herramienta No. 3
Herramienta No. l
Herramienta No. 2
Herramienta No. 5
Herramienta No. 6
Herramienta No. 7
8
Figura F.2 Herramienta No. 13
Figura F.3 Herramienta No. 19
Figura F.4 Herramienta No. 8
Figura F.S Herramienta No. 14
Figura F.6 Herramienta No. 20
Figura G.1 Herramienta No. 9
FiguraG.2 Herramienta No. 15
Figura G.3 Herramienta No. 21
Figura G.4 Herramienta No. 1 O
Figura G.S Herramienta No. 16
Figura G.6 Herramienta No. 22
Figura H.1 Herramienta No. 11
Figura H.2 Herramienta No. 17
Figura H.3 Herramienta No. 23
Figura H.4 Herramienta No. 12
Figura H.S Herramienta No. 18
Figura H.6 Herramienta No. 24
Figura J.1 Herramienta templada 1
Figura J.2 Herramienta templada 2
9
Lista de tablas
Tabla 1.1
Tabla 1.2
Tabla 2.1
Valores comunes de pendientes para herramientas de corte
Criterios de desgaste tomando como referencia el material de la herramienta
Constantes de crecimiento de las fases FeB y Fe2B en el acero M2 en
función del espesor de pasta de boro
Tabla 3.1
Tabla 3.2
Tabla 3.3
Tabla 3.4
Tabla 3.5
Tabla 3.6
Diversos tipos de aceros de alta velocidad
Geometrías recomendadas de acuerdo al material de trabajo
Resumen de elementos obtenidos por medio de un análisis de EDS
Resumen de mediciones y microdurezas obtenidas en la probeta de 3 mm
Resumen de mediciones y microdurezas obtenidas en la probeta de 4 mm
Velocidades de corte en función de la dureza de la pieza de trabajo y del
material de la herramienta de corte
Tabla 4.1
Tabla 4.2
Tabla 4.3
Tabla 4.4
Tabla 4.5
Tabla 4.6
Resumen del tiempo de vida útil, calculado para cada herramienta
Resumen de cálculos realizados para cada temperatura
Resumen de cálculos realizados para el análisis de varianza
Ecuaciones pertenecientes a las líneas de tendencia
Resumen de la constante C y de las pendientes de Taylor n
Resumen de valores correspondientes a la herramienta templada
10
Nomenclatura
V - velocidad de corte
T - tiempo de corte para producir una cantidad de desgaste en el flanco
C - velocidad de corte para una vida de herramienta de un minuto.
n - pendiente de la curva de Taylor
VB - evolución del desgaste del filo en incidencia
D - difusividad o coeficiente de difusión
0 0 - constante de proporcionalidad
Q - energía de activación
R - constante molar de los gases ideales
T - temperatura
J - flujo de átomos
de d. d . , - - gra 1ente e concentrac1on d.x
x, t - representan las variables de posición y tiempo respectivamente
A, B - constantes para la solución general de Fick
Erf - función error
CFesf.x,t) - perfil de la concentración de boro entre la superficie y la primera interfase
CFe2sf.x,t) - perfil de la concentración de boro entre la primera interfase y la segunda
interfase
DFeB - Coeficiente de difusión en la fase FeB
DFe2B - Coeficiente de difusión en la fase Fe2B
Cs - concentración de boro en la superficie
CiFeB- concentración de boro en la interfase FeB/Fe2B
C,Fe2B- concentración de boro en la interfase Fe2B/ Austenita
C;Fe2B _ concentración de boro en la interfase Austenita/Fe2B
Co - concentración inicial de boro en el sustrato
a - relación de volumen específico molar entre las fases FeB y Fe2B
~ - relación de volumen específico entre el sustrato y Fe2B
y - función de crecimiento para la interfase FeB
1 1
~ - función de crecimiento para la interfase Fe2B
m - constante de crecimiento para la interfase FeB
n - constante de crecimiento para la interfase Fe2B
L\G - Energía de activación para las fases FeB y Fe2B
12
'.l>ETERMINACION DE LA VIDA ÚTIL EN HERRAMENTALES DE CORTE
ENDURECIDOS POR EL PROCESO DE BORURIZACIÓN EN PASTA
RESUMEN
El presente trabajo de investigación, tiene como objetivo principal implementar el
tratamiento tennoquímico de borurización en pasta a herramientas de corte para
incrementar la vida útil de buriles expuestos a desgaste.
El uso de recubrimientos en materiales metálicos ha sido ampliamente estudiado. La
ventaja de estos tratamientos, consiste en aumentar la dureza superficial de un material
agregándole di versas ventajas prácticas.
Entre los proyectos de investigación realizados en el ITESM - CCM se encuentra el estudi0.
de la cinética de crecimiento en aceros de distintos tipos. Por otro lado, no se había
realizado un trabajo en el cuál se juntara ésta tecnología y la de corte de metal al mismo
tiempo. Debido a esto se decidió trabajar en un proyecto que involucrara ambas técnicas.
Este trabajo, inicia describiendo el proceso de borurización; y los distintos métodos
disponibles para realizar esta técnica. La parte de corte de metal no puede hacerse a un
lado, por lo que se explica la teoría de formación de viruta y los mecanismos de desgaste
involucrados.
Por otro lado, se retoma el estudio de la cinética de crecimiento en un acero grado
herramienta de alta velocidad. Se presenta los tipos y leyes de difusión existentes, las fases
que se generan. las variables involucradas y un modelo matemático que describe el
comportamiento de ésta cinética.
Ya que es la primera vez que se aplica este método a la teoría de corte, se presenta el
desarrollo experimental, las características de distintos elementos que se realizaron y los
métodos de fabricación empleados para poder llevar a cabo el proyecto. Se presenta
también, el estudio de desgaste realizado, la interpretación de la vida útil usando la ley de
Taylor y el análisis de los resultados obtenidos.
Finalmente, éste trabajo termina con una serie de conclusiones de la parte experimental
realizada durante más de un año.
13
ABSTRACT
The present investigation work, has its principal goal in implementing the paste boriding
thermochemical treatment in cutting tools to improve the tool life in cutting tools exposed
to wear.
The recovering processes used in metalic materials has been widely studied. The advantage
of this treatment, consists in raising the material surface hardness giving many practical
advantages.
Among the reseach projects made in ITESM - CCM it is found the study of the growth
kinetics in different steel types. On the other side, it has not been made an investigation
work in which this technology and the metal cutting science were join together at the same
time. Therefore, a resolution was taken to work in this project involving both techniques.
This research work, begins describing the boriding process; and the different methods
available to make this technique. It can't been made apart the metal cutting topic, so the
chip formation theory and the wear mechanisms involved are explained.
On the other hand, the gowth kinetic study in a high speed steel is taked back. The types
and existing diffusion laws, the variables involved and a mathematical model wich descibes
the kinetic behavior are explained ass well.
Because this is the first time that this method is applied to the metal cutting theory, the
experimental method is presented, the different elements characteristic that were made and
the manufacturing processes used so this project could go on. lt is presented too, the wear
study made, the too] iife interpretation using the Taylor's law and the results analysis
obtained.
Finally, this work ends with the experimental part conclusion from this work made during
more than a year.
14
Introducción
La cátedra de investigación en materiales del Instituto Tecnológico y de Estudios
Superiores de Monterrey - Campus Ciudad de México, con el apoyo del Consejo Nacional
de Ciencia y Tecnología (CONACYT); ha realizado trabajos referentes al estudio de la
cinética de crecimiento aplicando el proceso terrnoquímico de borurización en pasta.
En el presente trabajo de investigación se pretende acoplar este tratamiento termoquímico
al área de herramentales, específicamente al mecanizado de metal por medio del proceso de
torneado. Así mismo, el presente trabajo de investigación se encuentra dividido en 4
capítulos diseñados de la siguiente manera:
El capítulo 1, se dedica a la descripción del marco teórico que involucra el proceso
terrnoquímico de borurización por pasta y el tema de mecanizado; por la explicación de los
mecanismos de formación de viruta y la ley de Taylor. El capítulo 2, explica el proceso de
difusión y presenta un análisis matemático del crecimiento de fases boruradas. El capítulo
3, establece la metodología experimental para el proceso de borurización en pasta y el
mecanizado de muestras de acero AISI 1018 a través de herramentales endurecidos
superficialmente por el tratamiento termoquímico. El capítulo 4, presenta los resultados
obtenidos y el análisis de los mismos. Finalmente, se presentan las conclusiones y las
perspectivas de trabajo a futuro sobre la posible utilización del proceso de borurización por
pasta a nivel industrial en el área de mecanizado. También se menciona otro tipo de
trabajos susceptibles de investigación sobre los que se podría invertir a futuro. Cabe
mencionar que al término de cada capítulo se menciona una serie de comentarios de lo que
se obtuvo en cada uno de los mismos.
15
Antecedentes
A lo largo del tiempo, se han desarrollado materiales y diversos tratamientos destinados a
mejorar la calidad y la vida útil de componentes sometidos a distintos esfuerzos mecánicos
y térmicos.
La borurización, es uno de muchos tratamientos desarrollados. Este proceso terrnoquímico,
tiene su inicio en los años 60's con lo que se ha mejorado y optimizado al pasar de los años.
En el Instituto Tecnológico y de Estudios Superiores de Monterrey, campus Ciudad de
México entre los años 2002 al 2005; se han realizado trabajos de optimización del proceso
de borurización por pasta en diversos materiales metálicos ferrosos. Estos trabajos de
investigación han sido apoyados por el Consejo Nacional de Ciencia y Tecnología en
México.
Por su importancia en el área de materiales, es necesario continuar investigando este
proceso para encontrar nuevas aplicaciones industriales. Debido a lo anterior y por las
características que presenta este tratamiento, que se caracteriza por la obtención de capas
superficiales sumamente duras; es posible tener una aplicación en el área de herramentales
de corte.
Justificación
Este trabajo de investigación nace de la inquietud de implementar el méLOdo de
borurización por pasta al proceso de torneado, a través de una herramienta de corte
diseñada, fabricada, tratada terrnoquímicamente y desgastar el filo del buril, con el fin de
maquinar un acero estructural AISI 1O18 y evaluar la vida útil del herramental. También
tiene la intención de poder involucrar este proceso en la industria metal - mecánica en
México a través de su futura aplicación práctica.
Por otro lado, cabe mencionar que el mejoramiento en la productividad dentro del área de
manufactura, ha venido sucediendo desde hace más de 50 años en diversa<; áreas. Se ha
logrado mejorar procesos referentes al corte de metal, a través de nuevos materiales y
mejores recubrimientos.
16
Este trabajo está justificado por el posible mejoramiento de un material empleado como
herramienta, en el proceso de torneado. Esto conlleva aumentar la velocidad de corte o
incrementar la vida útil de una herramienta de acero rápido convencional recubierta,
utilizando el tratamiento termoquímico de borurización por pasta.
Objetivos
Objetivo general
Implementar el tratamiento termoquímico de borurización en herramientas de corte
mediante la técnica de pasta para incrementar la vida útil de buriles expuestos a desgaste.
Objetivos particulares
• Determinar la influencia del potencial de boro, tiempo y temperatura del proceso en
el crecimiento de los boruros de hierro en la superficie de los herramentales de
corte, para evaluar la relación entre el espesor de capa de las fases boruradas y el
desgaste de las herramientas.
• Estudiar el desgaste de los herramentales, utilizando la ecuación de Taylor para
obtener el tiempo de vida útil de las herramientas conforme a los parámetros de
corte empleados.
17
1.1 Borurización
Capitulo 1
Marco teórico
La borurización es un proceso termoquímico superficial de endurecimiento, que consiste en
la saturación de boro en la superficie de materiales tanto ferrnsos como no ferrosos [1]. Este
proceso se aplica para poder elevar la dureza en la superficie y aumentar la resistencia al
desgaste, abrasión y fatiga del material, así como la resistencia a la corrosión en materiales
sujetos a este proceso termoquímico. Los medios de difusión que se emplean son mezclas
de polvos, sales y óxidos fundidos, donde las piezas son sumergidas en un contenedor para
realizar el tratamiento. También existe el medio gaseoso en el cuál, se hace pasar un gas a
través de la cámara u horno de calentamiento donde se realiza el tratamiento. El tratamiento
a base de pastas se emplea cuando se requiere reducir el trabajo manual utilizado en la
borurización en polvo y sobre todo cuando se quiere tratar una zona específica de la pieza.
Cualquiera de los procesos de borurización ya mencionados, implica elevar la temperatura
de borurización de un material que no contenga en su superficie impurezas o agentes que
no permitan llevar a cabo un proceso de difusión adecuado. Los rangos de temperaturas van
desde 973 K hasta 1273 K, con un tiempo de tratamiento que oscila entre 1 y 12 horas para
métodos en polvo, y en el caso de bornrización en pasta los tiempos fluctúan de I a 8 horas.
Este método ofrece ventajas al trabajar con altos volúmenes de piezas, y con tratamientos
selectivos [1].
La difusión se define como: "El flujo neto de cualquier especie, como iones, átomos,
electrones, vacancias y moléculas. La magnitud de este flujo depende del gradiente inicial
de concentraciones y de la temperatura" [2].
La borurización es un proceso térmicamente activado, donde es necesario incrementar la
temperatura para efectuar la difusión de los átomos de boro en el substrato. Estos últimos,
se alojan en los sitios intersticiales de la estructura cristalina del material y en las fronteras
de grano del mismo.
18
Las dos fases (FeB y Fe2B) que se forman en los aceros aleados y en los aceros grado
herramienta, como el M2 (acero de alta velocidad'); corresponden a dos capas duras y de
una morfología aserrada. Según Matushka [3], la composición de los dos boruros de hierro
formados en la superficie del sustrato que se obtiene del diagrama de fases Fe-B,
presentado en la figura 1.1; es como se presenta a continuación:
La capa FeB con ::::::: 16% en peso de boro con una estructura atómica ortorrómbica, cuyas
dimensiones en la celda unitaria son:
a=0.4053 nm.
b=0.5495 nm.
c=0.2946 nm.
La capa Fe2B con ::::::: 9% en peso de boro con una estructura tetragonal, cuyas dimensiones
son:
a=0.5978 nm
c=0.4249 nm
I HSS (High Spccd Stccl, por sus siglas en inglés)
19
Porcentaje atómico de Boro o 20 30 40 50 60 70 60 90 95 100
2300
2100 2092ª I
I I
I I
l I
1900 I , I
I I , ,
r ~ , ~ 1700 , o , ~
, , .... , - , ,.., - , ~ 1500
-ss.~, (B) .... ' 1.> ' ' :::... ' .... \ .... \ .... \ 1.> \
E-t 1300 \ \ 1 1 • 1
1
1100 1 1
CD a:i ' N 1 11 11 1
rs. rs. 1 1 1
900
(aFe) 700 ,
o 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
Fe Porce11ta_1e en peso de &,n.1 B
Figura 1.1 Diagrama de fases Hierro - Boro [ 4)
1.1.1 Materiales susceptibles para la borurización
Todos los materiales ferrosos como el acero estructural, los aceros grado maquinaria, los
aceros grado herramienta, aceros colados, los hierros y aceros sinterizados, y materiales no
ferrosos como el Níquel, Tungsteno, Molibdeno, Cobalto y Titanio son capaces de ser
borurizados.
Debido a que la capa borurada es la que está sujeta al desgaste y no el sustrato, éste debe
coincidir en su composición con los siguientes puntos:
• Ser extremadamente duro y resistente al desgaste.
• Tratable térmicamente.
20
• Tener las características necesanas como alta dureza y por consiguiente alto
esfuerzo de fluencia para resistir la aplicación de altos esfuerzos.
1.1.2 Influencia de los elementos aleantes en la boruri7.ación
• Carbono.- El incremento de carbono en el sustrato, ocasiona una reducción en el
espesor de la capa borurada debido al enriquecimiento de carbono, el cual no es
soluble en los boruros.
• Cromo.- Un incremento en el contenido de cromo resulta en un decremento en el
espesor de la capa así como de la estructura aserrada.
• Tungsteno, Molibdeno, Vanadio.- Al incrementarse las concentraciones de estos
elementos aleantes se produce una reducción en el espesor de la capa borurada y en
la estructura aserrada de la misma.
• Manganeso, Níquel.- Estos elementos difícilmente influyen en el crecimiento de la
capa. Sin embargo, se puede esperar una caída en el grado de aserración cuando
están presentes altas concentraciones de estos elementos.
1.1.3 Dureza de las fases obtenidas
Técnicamente hablando, se entiende por dureza a la resistencia con la que un cuerpo se
opone a la penetración de otro objeto. Las pruebas que se realizan en las capas boruradas,
corresponden a ensayos de microdureza conforme a los métodos Yickers o Knoop. Estos
métodos de medición de dureza son similares entre sí y exceden a otros en cuanto a su
exactitud debido a que son pruebas nanométricas. En el caso del método de Yickers el
instrumento utiliza un marcador piramidal de diamante de base cuadrada con un ángulo de
136º entre las cargas opuestas. El intervalo de carga está generalmente entre I y 120 Kg.
Para el caso del método de Knoop el identador tiene forma piramidal que produce una
impresión en forma de diamante, y tiene diagonales largas y cortas a una razón aproximada
de 7: 1. La forma piramidal empleada tiene incluidos ángulos longitudinales de 172º30 y
ángulos transversales de 130º. La profundidad de impresión es como de 1/30 de su
longitud.
21
A continuación se presentan los siguientes valores de dureza de boruros de hierro obtenidos
de [3]:
Para la capa FeB: 1900-2100 HK
Para la capa Fe2B: 1800-2000 HK
1.1.4 Requerimientos del horno de tratamiento
El tratamiento térmico de las piezas a ser boruradas se lleva a cabo en hornos de variados
diseños por ejemplo muflas, cámaras de alta temperatura, entre otras. Se deben considerar
los siguientes aspectos durante el tratamiento:
• Se crean mejores condiciones durante el tratamiento si el horno tiene un perfil
constante de temperatura, donde todas las piezas al ser introducidas serán calentadas
simultáneamente. Por esta razón, no debe existir una caída considerable de
temperatura en el área de trabajo interna del horno.
• El horno deberá tener una regulación estable de temperatura con una máxima
desviación de ± 10 ºC de la temperatura requerida.
• Un sistema de escape directo deberá ser empleado para grandes cargas de piezas.
Por medio de este tratamiento, los aceros aleados podrían ser reemplazados por aceros al
carbono o aceros de baja aleación; por ejemplo en piezas que estén sometidas a esfuerzos
mecánicos bajos y a altas fricciones de trabajo. Este tipo de aceros, los cuales son más
fáciles de fabricar, también contribuirían en cuanto a ahorro en costos de materiales.
Por otro lado, es importante conocer los mecanismos de formación de viruta en los
procesos de maquinado, ya que tienen una influencia directa en los tipos de desgaste
generados en la herramienta de corte. Por este motivo, a continuación se expone la teoría de
formación de viruta que rige el comportamiento de una herramienta de corte en el proceso
de torneado en la cuál se basa este trabajo.
22
1.2 Proceso de mecanizado
1.2.1 Esquemas de formación de viruta (corte ortogonal y oblicuo)
En este apartado se explica la formación de viruta basada en la teoría de corte ortogonal y
oblicuo [5]. De la figura 1.2, imagen (a), el filo de corte AD del plano de corte (cara) de la
herramienta ABCD es perpendicular a la dirección_ U trabajo· También es perpendicular a la
cara lateral de la placa. A medida que la herramienta y el material de trabajo se desplazan
corte tras corte, un volumen de la sección rectangular EFGH es removido de la placa. La
viruta que se genera, fluye con una velocidad Uviruia, la cuál es perpendicular al filo de
corte. Todos los movimientos relativos están en el plano normal del filo de corte. Estas
condiciones son propias del corte ortogonal.
Después de reducir la altura en una distancia HG. figura 1.2 (a), la herramienta penetra
hacia abajo una cantidad igual a HG, continuando con el proceso de nuevo. Por esta razón,
la distancia HG es conocida como el avance (t) en el proceso. La distancia HE del material
removido es conocida como la profundidad de corte (P).
Nuevamente haciendo referencia a la figura 1.2 (a), se define el ángulo de la cara o de
ataque (a), como el ángulo formado por la cara y la normal a ambos; al filo de corte (AD) y
a U1rabajo. Cuando el filo de corte es perpendicular a la cara lateral de la placa, su longitud es
la menor debido a la misma condición de perpendicularidad. Si se desea extender la acción
de corte sobre una mayor longitud de filo (con el fin de reducir la severidad de la operación,
desde el punto de vista de la herramienta), el filo debe ser rotado en la dirección de la
velocidad de corte, figura 1.2 (b), pasando de la posición AD a la A'D'. A medida que el
filo permanezca perpendicular a Uirabajo, la viruta continuará fluyendo perpendicular al filo
de corte y el proceso de corte se mantendrá en forma ortogonal.
Sin embargo, la forma de la sección transversal del material removido cambia de un
rectángulo EFGH, a un paralelogramo E'F'G'H'. Si la rotación es descrita por el ángulo Kr
entre E'F'y E'H' la longitud del filo se incrementa a:
P'= p sen K,
..... ( 1.1)
23
G ,r H
UtrabaJo Material
(a) (b)
H --- --- - .. _ -E A*
(c) (d)
Figura 1.2 Esquemas de formación de viruta:
(a) y (b) corte ortogonal, (c) corte oblicuo, (d) radio de la nariz de la herramienta
Y el espesor de la capa removida, f, conocida como el espesor de viruta no cortado, se
reduce a:
J'=J(senK,) ····· ( 1.2)
Kr es conocido como el ángulo mayor del filo de corte. El espesor de viruta no cortado,
tiene una mayor importancia en la forrnación de la viruta que el avance; ya que, junto con la
24
velocidad de trabajo (también conocida como velocidad de corte), propician el aumento de
la temperatura en el mecanizado.
Como se muestra en la figura 1.2 (b), la rotación del filo de corte ocasiona que la viruta
fluya en dirección inclinada a la cara lateral de la placa. Otra manera de llevar a cabo el
flujo de viruta, es rotando el filo de corte en el plano ADHE, haciendo que ya no sea
perpendicular a U 1rabajo. La figura 1.2 (c), muestra el segmento de recta A *D* (filo de corte)
ya rotado. La sección de material removido permanece de forma rectangular pero Uviruta se
inclina con respecto al filo de corte.
Tanto U1rabajo como Uviruta no son perpendiculares al filo de corte. En tales condiciones se
dice que el corte es no ortogonal u oblicuo. El ángulo que se forma al pasar de AD a
A *D* es llamado el ángulo de inclinación del filo de corte, As·
La mecánica de la formación de la viruta en el caso no ortogonal es más complicada que en
el caso ortogonal, ya que la dirección del flujo de la viruta no está sujeta al ángulo As.
Finalmente, la figura 1.2 (d), muestra una situación donde el filo de corte está alineado
como en la figura 1.2 imagen (a); pero no se extiende a todo el ancho de la cara. En la
práctica, el filo de corte de la herramienta, es redondeado a un radio R0 , conocido como
radio de la nariz.
Explicar los mecanismos de formación de viruta tiene como objetivo puntualizar las fuerzas
que se generan en la cara de la herramienta (mismas que se explican con más detalle
posteriormente). La fuerza tangencial (perpendicular al filo de corte AD) en dirección de la
velocidad de trabajo U1rabajo genera una elevación local de temperatura lo que ocasiona un
revenido de la matriz haciendo que el material pierda dureza y forme lo que se conoce
como desgaste en forma de cráter o craterización. De igual manera, la fricción generada por
la abrasión de partículas del material de trabajo ocasiona incrementos de temperatura en el
filo de la herramienta; ocasionando un desgaste en incidencia. Estos mecanismos de
desgaste son los más comunes y se explican entre otros en la sección 1.2.3
1.2.2 La ley de Taylor
La mayor parte de las pruebas de corte han sido compiladas por la realización de simples
pruebas de torneado en corte continuo, utilizando herramientas de geometría estándar y
25
midiendo el ancho del flanco formado en la punta de la herramienta a medida que se
desgasta; y en algunas ocasiones, las dimensiones del cráter formado en la cara de la misma
[6], siendo tanto el acero como el hierro fundido los que mayor análisis muestran.
Los altos estándares en pruebas de herramientas de corte, fueron realizadas por Frederick
W. Taylor, que culminaron con el desarrollo de los aceros de alta velocidad. Las variables
como velocidad de corte, avance, profundidad de corte, geometría de la herramienta y
lubricantes, así como el material de la herramienta y el tratamiento térmico, fueron
ampliamente estudiados y los resultados se presentaron como relaciones matemáticas para
la vida de la herramienta en función de los parámetros de corte. Las pruebas de corte fueron
realizadas en tomos con grandes cilindros de material, utilizando herramientas de corte de
geometría sencilla. Tales pruebas han sido demasiado costosas en términos de tiempo,
mano de obra y de material invertido para ser repetidas frecuentemente. Debido a esto, las
condiciones se han ido estandarizando utilizando como variables únicamente la velocidad
de corte y el avance. Los resultados se presentan a través de la ecuación de Taylor, que se
expresa en su forrna sencilla como:
VTn=C ..... (1.3)
Donde:
V= velocidad de corte (m/min)
T = tiempo de corte para producir una cantidad de desgaste en el flanco (min)
C = Constante (m/min), igual a la intersección de la curva con la ordenada al origen. De
hecho, es la velocidad de corte para una vida de herramienta de un minuto.
n = pendiente de la curva. En general, n es función del material de la herramienta de corte.
En la tabla l. l, se presentan valores comunes para distintos materiales usados en
herramientas de corte:
Tabla 1.1 - Valores comunes de pendientes para herramientas de corte
Material Pendiente
Aceros de alta velocidad n :0.1-0.15
Carburos (Cermets) n :0.2-0.25
Cerámicas n :0.6-1.0
26
Las gráficas de Taylor caen como líneas rectas en gráficas logarítmicas, donde el eje X
expresa el tiempo de vida útil y el eje Y denota la velocidad de corte. Estas gráficas son
válidas para condiciones de alta velocidad, donde la vida de la herramienta es controlada
por los mecanismos de desgaste dependientes de la temperatura; involucrando deformación
y difusión. Se puede deducir que si las velocidades de corte fuesen reducidas a valores aún
más bajos, la vida de la herramienta se haría infinita por lo que la herramienta nunca se
desgastaría. Las extrapolaciones a velocidades de corte tan bajas no son válidas. La rapidez
de desgaste en el flanco se podría incrementar utilizando velocidades muy bajas, debido a
que entran en acción otro tipo de mecanismos como el desgaste por difusión de otros
materiales [ 6, 7].
1.2.3 Tipos de desgaste en herramientas de corte
Conocer los mecanismos de desgaste en las herramientas de corte, ayuda a determinar las
causas de falla de las herramientas, y el procedimiento de acción para corregir estos
problemas. La figura 1.3 presenta los tipos principales de desgaste que tienen lugar en las
herramientas de corte ocasionados por diversos factores, y que son descritos a continuación.
a) Desgaste en incidencia2
Como se observa en la figura 1.3 (a), ocurre en los costados del borde cortante. Es
ocasionado por el mecanismo abrasivo de desgaste de las partículas en el material de
trabajo. A la larga, un excesivo desgaste causa pobre acabado superficial o tolerancia no
consistente.
• Causas.- Velocidad de corte demasiado alta o resistencia al desgaste insuficiente.
• Soluciones.- Seleccionar una calidad más resistente al desgaste. Para materiales
endurecidos, seleccionar un ángulo de ataque más pequeño. Reducir la velocidad de
corte cuando se mecaniza material resistente al calor.
2 Flank Wear (Desgaste en el flanco o costado)
27
b) Desgaste en cráter
La figura 1.3 (b ), muestra el desgaste en cráter el cuál ocurre en la cara de la herramienta.
Se presenta por fenómenos de abrasión y difusión debido a la elevación local de la
temperatura en la zona de corte. Causa una demolición de la arista de corte y un pobre
acabado superficial.
• Causas.- Temperatura excesiva y una gran presión en la cara de desprendimiento de
los insertos.
• Soluciones.- Primero, reducir la velocidad de corte para obtener una temperatura
menor; segundo, el avance. Seleccionar una calidad más resistente al desgaste.
Seleccionar una geometría de inserto positiva
e) Filo de aportación
En la figura 1.3 (c) se observa este mecanismo. El filo de aportación3 se genera debido a
que sucesivas capas del material de trabajo, se acumulan en el borde cortante y forma una
capa inestable de material. El material se suelda a presión y la forma de la herramienta se
altera. Produce un mal acabado superficial y al desprenderse, provoca el astillamiento del
filo.
• Causas.- La temperatura de la zona de corte es bastante baja. Geometría de corte
negativa. Material muy pastoso, tal como el acero con bajo contenido en carbono,
acero inoxidable y aluminio.
• Soluciones.- Incremento de la velocidad de corte. Cambiar por una calidad con un
recubrimiento más adecuado.
d) Deformación plástica
La deformación plástica de la figura 1.3 (d), es generada como consecuencia de la carga y
descarga de las fuerzas de corte. Esta fatiga mecánica ocasionada por las altas velocidades
3 BUE (Built up cdgc, por sus siglas en inglés)
28
de corte ocasiona este tipo de desgaste. Produce un pobre control sobre la viruta así como
un pobre acabado superficial y rotura del inserto.
• Causas.- Temperatura en el corte y presión demasiada alta.
• Soluciones.- Seleccionar una calidad más resistente al desgaste, el cuál será más
duro. Reducir la velocidad de corte así como el avance.
e) Astillamiento
Como se observa en la figura 1.3 (e), el astillamiento se genera debido a que se ha formado
filo de aportación y en consecuencia se produce este efecto. Incluso se debe a que el
material de la herramienta es frágil y no soporta cargas excesivas. Produce una pobre
textura superficial y excesivo desgaste en incidencia.
• Causas.- Arista de corte muy frágil o demasiado débil. Se ha formado filo de
aportación.
• Soluciones.- Seleccionar una calidad más tenaz. Seleccionar un inserto con una
arista de corte más fuerte. Aumentar la velocidad corte. Seleccionar una geometría
positiva. Reducir el avance al comienzo del corte.
f) Fractura de filo
Al igual que el astillamiento, la fractura del filo de la herramienta es consecuencia directa
del filo de aportación o incluso por una placa de apoyo en mal estado. Este mecanismo se
aprecia en la figura 1.3 (f)
• Causas.- Excesivo desgaste del filo. Calidad y geometría demasiado débiles. Carga
excesiva sobre el inserto. Formación de filo de aportación.
• Soluciones.- Reducir avance y/o profundidad de corte. Seleccionar una geometría
más reforzada, preferiblemente una herramienta con una sola cara o seleccionar una
con mayor espesor o mayor tamaño y calidad más tenaz.
29
g) Desgaste en forma de mella
De acuerdo a la figura 1.3 (g), la mella es una hendidura que se produce en el filo de corte,
ocasionada por fuerzas de corte demasiado altas en la superficie de la herramienta. Produce
un mal acabado superficial y el riesgo de rotura del inserto.
• Causas.- Velocidad de corte demasiado alta o resistencia insuficiente al desgaste.
• Soluciones.- Seleccionar un inserto con una calidad más dura. Para trabajar aceros
templados, seleccionar un ángulo de posición más pequeño. Reducir la velocidad de
corte cuando se mecanicen materiales termoresistentes.
h) Fisuras térmicas
La figura 1.3 (h) demuestra que las fisuras térmicas son consecuencia de una fatiga debido
a efectos de la temperatura; es decir, consecuencia de constantes calentamientos y
enfriamientos de la herramienta. Estas pequeñas fisuras perpendiculares a la arista de corte
terminan produciendo astillamiento y un deficiente acabado superficial.
• Causas.- Variaciones excesivas de temperatura. Mecanizado intermitente.
Suministro de refrigerante variable.
• Soluciones.- Seleccionar una calidad más tenaz. El refrigerante debe ser abundante
o en caso contrario mejor trabajar sin él.
Finalmente se menciona que éste trabajo de investigación, caracteriza los herramentales de
corte en forma estacionaria a través de microscopía óptica. En ella, se toma en
consideración el mecanismo de desgaste en incidencia. Además, se aplica para la ley de
Taylor citada anteriormente.
30
... ,. . .···.• ~ .. , . · ...... ··· ·--~
(a) (b)
(c) (d)
(e) (f)
(g) (h)
Figura 1.3 Tipos de desgaste en herramientas de corte: (a) Desgaste en incidencia, (b)
Desgaste en cráter, (c) Filo de aportación, (d) Defonnación plástica, (e) Astillamiento, (f)
Fractura del filo, (g) Desgaste en fonna de mella, (h) Fisuras ténnicas [8]
31
1.2.4 Criterios de desgaste en herramientas de corte
El criterio usualmente utilizado para los insertos de carburo y, en particular, aquellos
recomendados por la norma NF E 66 505, están basados en la evolución del desgaste del
filo en incidencia o de costado (distancia VB) o desgaste en forma de cráter (distancia KT).
La figura 1.4 presenta la nomenclatura de los criterios de desgaste en herramientas de corte.
1 ·
\
ve \ j____'
KM -1 ICT
Figura 1.4 Criterios de desgaste en herramientas de corte [ 6]
Desde el punto de vista práctico es más importante considerar el desgaste en incidencia, ya
que determina la calidad de la superficie maquinada y la precisión dimensional de la pieza.
Los criterios de desgaste en incidencia o de costado (VB), en base al material de la
herramienta se toman de la tabla 1.2 [9] como se muestra a continuación:
Tabla 1.2 - Criterios de desgaste tomando como referencia el material de la
herramienta
Tipo de herramienta Criterio
Acero de alta velocidad (Desbaste) VBMax = 1.5 mm
Acero de alta velocidad (Acabado) VBMax = 0.75 mm
Carburo VBMax = 0.4 - 0.7 mm
Cerámica VBMax = 0.6 mm
32
1.3 Metodología
Como parte del trabajo experimental, se establecen una sene de experimentos que
relacionan los parámetros más importantes en el proceso termoquímico de borurización en
pasta y en el proceso de desgaste de las herramientas. Se fabricó a través de una pieza
rectangular de material de l" (25.4 mm) de espesor, los herramentales de corte (buriles) de
acero grado herramienta AISI M2 que fueron expuestos al tratamiento termoquímico. Los
parámetros de difusión se controlaron con los espesores de pasta de boro, las temperaturas
del proceso (1123, 1173, 1223 y 1273 K), y fijando el tiempo de tratamiento constante (4
h).
Posteriormente, se evaluó el desgaste de las herramientas tratadas termoquímicamente
empleando el proceso de torneado. La vida útil de las herramientas de corte se determinó
por la ley de Taylor, que involucra la velocidad de corte y el tiempo de vida útil. En esta
parte del proceso, se mantuvieron constantes el avance y la profundidad de corte. El
material empleado para el proceso de torneado fue un acero al carbono AISI 1018, cuya
composición es la siguiente: Carbono 0.15 - 0.2%, Manganeso 0.6 - 0.9%, Fósforo 0.04%
y Azufre 0.05%.
La evolución del desgaste se llevó a cabo por la medición del flanco de la herramienta,
utilizando un microscopio óptico, una cámara digital acoplada al mismo y un paquete
computacional de análisis de imágenes (MSQ4 plus). Los resultados se presentan en
gráficas logarítmicas de velocidad de corte contra tiempo de vida útil, a cuatro diferentes
temperaturas y espesores de pasta de boro de 3 y 4 mm, confrontando los resultados con
herramentales de corte que no fueron tratados termoquímicamente.
4 Material Science Quality por sus siglas en inglés
33
Capítulo 2
Modelo matemático del crecimiento de fases boruradas
El presente capítulo tiene como objetivo presentar el modelo matemático de la cinética del
crecimiento de fases boruradas. Para comenzar, se presenta una breve introducción al
proceso de difusión y posteriormente se explican las leyes de Fick (primera y segunda ley).
Se presenta el tipo de fases obtenidas en el acero, el modelo de crecimiento, las constantes
de crecimiento de las fases FeB y Fe2B en el acero M2 en función del espesor de pasta de
boro. Finalmente se presentan los coeficientes de difusión obtenidos.
2.1 Introducción
La difusión se refiere a un flujo neto y observable de átomos u otras especies hacia el
interior de la red cristalina del sustrato [2]. Depende de la composición química del
sustrato, del gradiente inicial de concentración y de la temperatura. Ésta influye sobre la
cinética de la difusión y la diferencia de concentraciones, contribuye al flujo neto general
de las especies que se difunden.
Se sabe que en un material existen imperfecciones en su red atómica, átomos de diferente
naturaleza son capaces de difundirse a través de ellos. La capacidad que tienen los átomos
de difundirse aumenta con la temperatura; es decir, aumenta la energía térmica que poseen
los mismos. La rapidez del movimiento de un átomo, en relación con la temperatura o la
energía térmica, se expresa con una ecuación del tipo Arrhenius como se muestra en la
ecuación 2.1 :
Donde:
Q
D = De RT o
D = difusividad o coeficiente de difusión ( ~, )
Do = constante de proporcionalidad ( ~, )
..... (2.1)
34
, d . ., ( J ) Q = energ1a e act1vac10n --mol
R = constante molar de los gases ideales ( 1
) mo/K
T = temperatura (K)
Un átomo que se difunde debe oprimir o forzar a los átomos que lo rodean en su paso para
alcanzar su nuevo sitio. Para que esto suceda, se debe suministrar energía para forzar al
átomo a su nueva posición. Esta energía es conocida con el nombre de energía de
activación.
Existen 2 mecanismos de difusión principales, el de vacancias o sustitucional y la difusión
intersticial. En la primera, los átomos pueden moverse en las redes cristalinas desde
posiciones atómicas a otras si hay suficiente energía de activación. Las vacantes en los
metales siempre están presentes posibilitando la difusión sustitucional de átomos. La
difusión por vacancias o sustitucional, se genera cuando un átomo se mueve en la red
ocupando un sitio vacío o aquel donde existe una vacancia. En consecuencia, se genera un
de igual manera un movimiento de vacancias en el sentido opuesto al movimiento de los
átomos. Por otro lado, la difusión intersticial tiene lugar cuando los átomos van de una
posición intersticial; a otra vecina desocupada sin desplazar permanentemente a ninguno de
los átomos de la red cristalina matriz. Normalmente se requiere menos energía para forzar
un átomo intersticial a través de los átomos que lo rodean; en consecuencia, las energías de
activación son menores para la difusión intersticial que para la difusión de vacancias o
sustitucional.
2.2 Leyes de Fick
Existen dos leyes que rigen el fenómeno de la difusión. Estas se enumeran y explican a
continuación [2]. Son conocidas como leyes de Fick.
35
2.2.1 Primera Ley de Fick (velocidad de difusión)
La velocidad con la que se difunden los átomos u otras especies en un material se puede
medir con el flujo J. Este se define como la cantidad de átomos que atraviesan un plano o
un área unitaria por unidad de tiempo. La primera ley de Fick explica el flujo neto de
átomos:
Donde:
J 1 fl . d , (átomos) es e UJO e atomos m2 s
de J=-D
dx
Des la difusividad o coeficiente de difusión(~, J
(de) 1 d" d . , (átomos 1 ) - es e gra 1ente e concentrac10n 3 dx ms m
..... (2.2)
El signo negativo indica que el flujo de las especies se difunden de concentraciones
de mayores a menores, haciendo que el signo de sea negativo; en consecuencia J es
dx
positivo.
El flujo a una determinada temperatura sólo es constante si el gradiente de concentración
también lo es, esto se refiere a que exista la misma masa o cantidad de especies en ambos
lados del plano de difusión.
2.2.2 Segunda Ley de Fick (perfil de composición)
La segunda ley de Fick, es aquella que describe la difusión en forma dinámica; es decir,
aquélla que se da en forma no estacionaria. Este término se refiere a que la concentración
de la especie que se difunde, disminuye mientras el proceso se lleva a cabo. Es decir, a
medida que el tiempo avanza.
36
La ecuación que describe esta segunda ley se expresa a través de la siguiente ecuación
diferencial:
ac =~(v ac) ar ax ax ..... (2.3)
Suponiendo que el coeficiente de difusión D no es una función de la ubicación x ni de la
concentración e de la especie que se difunde, se puede plantear una versión simplificada de
esta segunda ley de Fick, como sigue:
..... (2.4)
La solución de esta ecuación depende de las "condiciones de frontera" para un caso en
particular.
2.3 Fases obtenidas en el acero M2
Como se mencionó en el capítulo l, el tratamiento termoquímico de borurización en el
acero grado herramienta (AISI M2) genera dos boruros de hierro. Esto se debe a la
presencia de elementos de aleación en este acero de alta velocidad. La formación de los
boruros de hierro en la superficie del material dependen de dos factores decisivos: la
composición química del sustrato y el potencial de boro que rodea al substrato. Cabe
mencionar que el modelo de borurización en dos fases que se presenta a continuación
asume un sistema Fe - B, sin tomar en cuenta los elementos de aleación presentes en el
acero AISI M2. Esto simplifica enormemente el proceso de modelación.
A medida que la temperatura del tratamiento se incrementa, el proceso se vuelve
térmicamente más activo, esto quiere decir que la movilidad del boro en las fases formadas
se incrementa. De igual manera, los trabajos experimentales demuestran que mientras el
tiempo, temperatura y espesor de pasta de boro se incrementan; las capas tienden ser
planas, continuas y de mayor espesor [10].
37
2.4 Modelo de borurización en dos fases
El modelo estudia el caso donde el sustrato es saturado con boro, y donde el potencial es tal
que las dos fases son formadas en la superficie del material. El perfil de concentración de
boro en las fases presentes es descrito por la solución a la ecuación de difusión para un
medio semi-infinito utilizando el método de reflexión en la frontera, considerando
coeficientes de difusión constantes. La solución fundamental a la segunda ley de Fick se
define como:
c(x,t)=A+BE,f(2Jru J ..... (2.5)
Se asume que la concentración en la interfase (figura 2.1) alcanza el equilibrio
termodinámico y permanece constante durante el tratamiento.
m e, QI IL
} o
m ~ FeB e "' ·O
QI u IL ., 'E
Fe2B .. u
~ e o u
c.
Temperatura 1 ';-
Distancia desde la superficie
Figura 2.1 Perfil de concentración para el modelo de crecimiento de boruros en dos
fases
La ecuación 2.5 está sujeta a las siguientes condiciones iniciales y de frontera5:
e FeB(O,t) = C.1·
e FeB ( y, t) = C;FeB
CFezB(y,t) = C,+ezH
CFezH((,t) = ciFezH
e f"eB (x,O) = e" C FezB (x,0) = Co
5 La nomenclatur.i esta disponible al inicio del trabajo
38
Sustituyendo las condiciones iniciales y de frontera en la ecuación 2.5 se obtienen los
siguientes perfiles de concentración en las interfases de crecimiento:
e -e [ x J CF,s (x,t) = C, + [,frs -• l Erf 2 r¡¡, Erf y '1/'-'F.s'
2JDF,BI
..... (2.6)
..... (2.7)
La ecuación del balance de masa para la interfase I es obtenida de la expresión de Brakrnan:
..... (2.8)
En la interfase 11:
..... (2.9)
Donde d~ neto representa el avance neto, interpretado como: d(~"' =d(-(1-a) dy El
crecimiento de FeB y Fe2B es controlado por las ecuaciones de crecimiento:
y=2mJi ..... (2.10)
( = 2nJi + 2mJi ..... (2.11)
39
Combinando las ecuaciones (2.8) y (2.9) con las ecuaciones (2.10) y (2. l l ), resulta en dos
ecuaciones simultáneas presentadas a continuación:
( C,,·r,B -c,,.,,B) DF,,B exp( ~m2 ) F,,B
.JiJDF,BErf( ,;---) ,,¡DF,B
..... (2.12)
(m+n-m(l-a))( C,F,,B -Pe.)= (e -C )D ex ( (Zm+Zn)2) ,F,,B iF,,B F,,B P 4D
Fr2 8 ..... (2. 13)
Jijii;::;(-E,f[ 2m+2n]+E,f[-m ]] 2JDF,,B JDF,,B
Estas ecuaciones simultáneas son resueltas a través del método de Runge-Kutta de cuarto
orden, para la determinación de los coeficientes de difusión del boro en las fases FeB y
Fe2B.
2.5 Constantes de crecimiento
El comportamiento que rige el crecimiento de las fases boruradas en el substrato, obedece a
la ley de crecimiento parabólico. Esta se presenta a continuación en la ecuación 2.14:
Donde:
L = Espesor de la capa (fase) borurada (m)
t = Tiempo de tratamiento (s)
L=K.Ji
K = Representa la constante de crecimiento fs
..... (2.14)
Las constantes de crecimiento de las fases FeB y Fe28 en el acero M2 se obtienen de la'i
pendientes de las líneas rectas presentada'i en las figuras 2.2 y 2.3 respectivamente. Estas
constantes de crecimiento, cuyo resumen de valores se muestra en la tabla 2.1, dependen de
40
la concentración de boro sobre la superficie del sustrato; la cual es modificada por el
espesor de pasta involucrado en el proceso.
La figura 2.2 muestra la evolución del crecimiento de la fase FeB para espesores de pasta
de boro de 3 y 4 mm respectivamente. Esta gráfica se obtiene experimentalmente a través
de la realización de metalografías a muestras tratadas a diferentes temperaturas y tiempos.
r-::-'
---..__,
al <SI u. co Q-l.)
<SI -o ~
o (/)
<SI Q. (/)
w
30
4mm 1273 K
25
4mm 1253 K 3mm 1273 K
20 • 3mm 1253 K
15 ,.
... 4mm 1223 K
10 !: 3mm 1223 K
5 • o -,, .... ·-.----.--,----,--,----,--..-----,--.-----,--..-----,--.----,--.-----.--..---,
o 20 40 60 80 100
Tiempo[~] 120 140 160 180
Figura 2.2 Evolución del crecimiento de la fase FeB para espesores de pasta de 3 y 4
mm [10]
La figura 2.3 muestra la evolución del crecimiento de la fase Fe28 para espesores de pasta
de boro de 3 y 4 mm respectivamente. De igual manera esta gráfica se obtiene
experimentalmente a través de la realización de metalografías a muestras tratadas a
diferentes temperaturas y tiempos.
41
.----,
--~ ca
CI Q)
lL ro Q. ro u 4) u ~
o 11> $ Q.. 11> w
40
30
20 C: .. IIÍ
10
. ,, lit;
-¡
~
4mm 1273 K 3mm 1273 K 4mm 1253 K 3mm 1253 K
4mm 1223 K
3mm 1223 K
o-,:-..:."-~--~~-~--~~~-~--~~~--~~--.--.--~~ O 20 40 60 80 100 120 140 160 180
Tiempo[~]
Figura 2.3 Evolución del crecimiento de la fase Fe2B para espesores de pasta de 3 y 4
mm [10]
Tabla 2.1 - Constantes de crecimiento de las fases FeB y Fe2B en el acero M2 en
función del espesor de pasta de boro
FeB
Espesor de pasta 1223K 1253K 1273K
3mm 6.40 X 10·15 1.20 X 10·14 1.70 X 10·14 m
4mm 9.20X 10·15 2.00X ¡o·14 2.90 X 10·14 .¡;
Fe2B
3mm 2.40 E-14 5.40 X 10·14 6.lOX 10·14 m
4mm 3.00 E-14 5.70 X 10·14 6.50X 10·14 .¡;
42
2.6 Coeficientes de difusión
Los coeficientes de difusión de las fases FeB y Fe2B son obtenidos a través de las
constantes de crecimiento, los valores de concentración en la interfase de cada fase presente
y de la solución al modelo matemático de crecimiento bifásico (presentado en 2.4). El
modelo matemático descrito genera un perfil de concentración en la interfase móvil, que
considera los parámetros del proceso como dependientes del espesor de pasta. Este perfil de
concentración se muestra a continuación en la figura 2.4
¡;;- FoB 1 Austenita ·,.¡ i"CCJO E ü
, COJO t 5~0() ~
-I UOC'.)
' ----...__ --..~- ~
---...:....------- ·-J1nrn 1 '1:-rnr ':
C CJO:E O 0())0 f (1¡1 1 ·: [;,¡
Figura 2.4 Perfil de concentración de boro en la interfase móvil [10]
El comportamiento del coeficiente de difusión para las dos fases (FeB y Fe2B) obedece a
una relación tipo Arrhenius. Con respecto a la temperatura de trabajo este comportamiento
se observa a continuación en la figura 2.5:
43
-27.6 ,
-27.8
-28
I -28.2
.§. -28.4
! -28.6 o .s -28.8
-29 -29.2
o
3mm Q = 288.620 KJ 4mm Q = 277.438 KJ
o
-29.4 +-------,-----~--~-~---,----,--- ----,
-28.2
-28.4
-28.6 0
i -28.8 .§.
a,
o:. -29
7.8
.s -29.2 1
7.85 7.9 7.95 8 8.05 8.1 8.15
104/T (104/K)
1° 3nm O
4nm 1
(a)
3mm Q = 253.402 KJ
:~~. 4mm 0,225438KJ
~~ ~
<> -29.4L -29.6 - ~ -----------~-
7.8 7.85 7.9 7.95 8 8.05 8.1 8.15
104 /T (1 04 /K]
~ o 4nm 1
(b)
8.2
8.2
Figura 2.5 Evaluación del coeficiente de difusión del boro en:
(a) Fase FeB y (b) Fase Fe2B [10)
Se puede observar que la energía de activación para las dos fases decrece, cuando la
concentración de boro en la superficie se incrementa; existiendo una relación directa con el
incremento de temperatura conforme a la figura 2.5 (a) y 2.5 (b).
44
Esta energía de activación es interpretada como la difusión de boro a través de la dirección
[O O 1] en las fases FeB y Fe2B respectivamente.
Los resultados de la energía de activación promedio para las dos fases presentes en el acero
M2 son:
(k./ mol)
QFcB = 283.02 ± 7.90 m
(k./ mol)
QFc2B = 239.4 ± 19.77 m
Asumiendo un comportamiento tipo Arrhenius para los coeficientes de difusión de boro en
las fases FeB y Fe2B, se puede establecer las siguientes igualdades para un rango de
temperaturas de 1123 a 1273 K respectivamente:
..... (2.15)
..... (2.16)
2.7 Conclusiones
De acuerdo al estudio presentado en este capítulo, se establecen los siguientes puntos como
conclusiones:
La cinética de crecimiento de las fases boruradas FeB y Fe2B, es dependiente del espesor de
la pasta de boro que a su vez; está ligado a la concentración en equilibrio de Boro en la
superficie del sustrato. A medida que el espesor de pasta de boro se incrementa, las capas
generadas son más compactas y continuas.
La formación de la fase FeB es generada como consecuencia de los altos espesores de pasta
en la superficie del metal, al igual que los cristales de la fase Fe28 orientados
aleatoriamente en la misma región.
45
El incremento en el espesor de la pasta, se refleja en una mayor movilidad de boro en
ambas fases; bajo una temperatura de tratamiento constante y en una reducción de la
energía de activación.
Del modelo matemático se puede concluir que conociendo los parámetros experimentales
como el espesor de las capas boruradas (L) y el tiempo de tratamiento (t), es posible
obtener las constantes de crecimiento parabólico. Estas se obtienen de la línea trazada por
la gráfica de L contra Ji , cuya pendiente se interpreta como la constante de crecimiento.
Al sustituir estas constantes en el modelo matemático se logra obtener los coeficientes de
difusión para cada una de las dos fases presentes. De esta manera, se logra optimizar el
proceso tennoquímico ya que conociendo el tiempo de tratamiento es posible obtener el
espesor de la capa y viceversa.
Finalmente se menciona que los espesores de capa se obtuvieron a través de metalografías
realizadas a probetas de distintos espesores de pasta, temperaturas y tiempos de tratamiento.
Las imágenes fueron digitalizadas y analizadas a través del programa MSQ en el cuál se
realizaron las mediciones correspondientes a cada de ellas.
46
Capítulo 3
Procedimiento experimental
El presente capítulo describe de manera detallada la parte experimental del proceso de
borurización en pasta y la caracterización de herramentales. Se mencionan puntos
referentes en el diseño y fabricación, tanto de los moldes empleados para recubrir las
herramientas con pasta de boro y el proceso de fabricación de las herramientas de corte. Por
otro lado, se explica el proceso termoquímico de borurización, donde los parámetros
experimentales que se variaron fueron los espesores de pasta de boro y las temperaturas del
proceso, fijando el tiempo de tratamiento en 4 h. Asimismo, se plantea el procedimiento
experimental de las pruebas de desgaste de las herramientas sometidas al tratamiento
termoquímico, y la selección de los parámetros utilizados en el proceso de corte.
3.1 Fabricación de herramentales
El material utilizado para la fabricación de las herramientas de corte, es un acero
herramienta del tipo M2 definido como acero de alta velocidad. Se decidió trabajar con este
material por que es relativamente económico y; además, se conoce la cinética de
crecimiento del mismo. Cuando los aceros herramienta contienen en combinación más de
7% de Molibdeno, Tungsteno y Vanadio; y más de 0.6% de Carbono, son definidos como
aceros de alta velocidad. Este término se refiere por la habilidad que tienen de cortar
metales a altas velocidades. Hay varios tipos de aceros de alta velocidad, la tabla 3.1 [11)
cita algunos ejemplos de ellos.
Tabla 3.1 - Diversos tipos de aceros de alta velocidad
Combinaciones típicas de aceros de alta velocidad ( % )
Grado Carbono Cromo Molibdeno Tungsteno Vanadio T-1 0.75 - - 18 1.1
M-2 0.95 4.2 5 6 2
M-7 1 3.8 8.7 1.6 2
M-42 1.1 3.8 9.5 1.5 1.2
47
3.1.1 Fabricación de los herramentales de corte
Una herramienta se diseña con bordes cortantes con el fin de minimizar el contacto entre la
herramienta y la pieza de trabajo [7]. Entre las características de la herramienta, existen
parámetros geométricos de importancia que se presentan en la figura 3.1 y se mencionan a
continuación:
A- Angulo superior de inclinación (o inclinación superior de la cara)
B - Angulo de alivio final
C - Angulo lateral de inclinación ( o inclinación de la cara)
D - Angulo de alivio lateral
E - Angulo del filo secundario
F - Angulo del filo principal
R - Radio de la nariz
l (' l.--- .
.· D -...a.__~_
Cara Base
Figura 3.1 Parámetros geométricos de importancia en una herramienta de corte
La herramienta se diseñó utilizando una geometría sencilla de una punta simple, que es
típica para el proceso de torneado. La selección de los distintos parámetros geométricos del
herramental de corte como las dimensiones y los ángulos, consideran el proceso de
fabricación, las herramientas y el equipo disponible en el laboratorio.
48
El apegarse estrictamente a las características propuestas en la literatura, resulta en moldes
asimétricos debido al ángulo lateral de inclinación (C, de la figura 3.1 ). Este ángulo
complica la construcción de los moldes. También hace más difícil el proceso de aplicación
de pasta y sobre todo su posterior desmoldeo.
Como referencia, la tabla 3.2 presenta una relación de parámetros geométricos
recomendados para una herramienta de corte de acuerdo al material de trabajo [12].
Tabla 3.2 - Geometrías recomendadas de acuerdo al material de trabajo
MATERIAL DE TRABAJO A B e D E,F
Aleaciones de Aluminio 20 10 15 12 5
Aceros 10 5 12 5 15 --
Aceros inoxidables Ferríticos 5 5 8 5 15
Aceros inoxidables Austeníticos o 5 10 5 15 ---
Aceros inoxidables Martensíticos o 5 10 5 15
Aleaciones para alta temperatura o 5 10 5 15
Titanio o 5 5 5 15 --
Se utilizó una base (también denominada zanco) cuadrada de 16 mm, con una longitud total
de la herramienta de 50 mm, obteniendo un herramental robusto, con un alto momento de
inercia y una longitud corta; minimizando la posibilidad de flexión.
El ángulo del filo principal (F) es de 30º y el del filo secundario (E) de 60º. Estos se
observan en la figura 3.1, por lo tanto; se obtiene un ángulo en la cara de la herramienta de
60º, presentando un molde con cavidades simétricas.
El ángulo superior de inclinación (A) es de Oº, el ángulo de alivio final (B) de 11 º
obteniendo así un ángulo de alivio lateral (D) de 5º, donde el proceso de afilado se realizó
mecanizando el flanco de la herramienta con el centro de maquinado vertical; cuyas
características se mencionan en el apéndice A. Finalmente, el ángulo lateral de inclinación
(C) es de Oº y el radio de la nariz (R) es de 0.6 mm para efectos de desbaste. La figura 3.2
presenta el modelado en 3D de la herramienta, y la figura 3.3 muestra las vistas y
dimensiones de la misma.
49
Según Hoffman [7], el propósito del ángulo de alivio final, es prevenir el roce de la pieza
con el flanco de la herramienta. Un ángulo excesivo, resulta en el debilitamiento de la
herramienta disminuyendo su vida útil. El rango típico de este ángulo oscila entre 5-7º.
Se diseñó la herramienta con un ángulo de alivio final de 11 º ya que este valor genera 5º en
el ángulo de alivio lateral. Si se utiliza el valor máximo del rango propuesto, es decir 7º, se
obtiene un valor de 3º en el ángulo de alivio lateral, resultando en un valor por debajo del
presentado en la tabla 3.2
En operaciones de torneado, el ángulo de alivio lateral debe de ser suficiente para prevenir
que la herramienta avance hacia el material de trabajo antes de que este sea mecanizado.
Ángulos entre 5-7º son suficientes para relaciones de avance por debajo de 0.8
mm/revolución.
El radio de la nariz conecta los filos principal y secundario. Su valor afecta dramáticamente
la vida de la herramienta, la fuerza radial, y el acabado superficial. Las herramientas
puntiagudas tienen un radio igual a cero. Al incrementar de cero el radio de la nariz, se
evita la concentración de calor en un punto; e igualmente, mejora la resistencia mecánica de
la herramienta ya que estos valores están íntimamente ligados [13). Sin embargo, existe un
límite para este valor; ya que radios demasiado grandes ocasionan vibraciones en la
interfase viruta-herramienta, ocasionando acabados superficiales pobres o deficientes.
Figura 3.2 Modelado en 30 de la herramienta de corte empleando un software de
CAD
50
R0.6
, .. 16 ..,
'O -11º
Figura 3.3 Vistas y dimensiones principales de la herramienta de corte. Escala en mm
Las herramientas de corte se mecanizaron (figura 3.4) de una barra en forma rectangular
utilizando el centro de maquinado y un cortador vertical ( o fresa) de carburo con un
diámetro de 1A'' (6.35 mm). Previamente, al material se le realizó un careado a todo lo largo
de su sección transversal para tener una superficie de referencia.
Figura 3.4 Mecanizado de las herramientas de corte
51
Finalmente, se practicó el afilado de la herramienta (figura 3.5) con los ángulos
especificados anteriormente empleando una fresa de esfera (o de bola) de carburo con un
diámetro comercial de 3/8" (9.525 mm).
(a) (b)
Figura 3.5 Afilado de las herramientas de corte
(a) Herramienta sin afilar, (b) Herramienta ya afilada. Observe el cortador de esfera.
Posterior al mecanizado de las herramientas de corte, se realizó un recocido de
recristalización para crear zonas de alta energía con dos motivos específicos: generar una
mayor frontera de grano y lograr una mejor difusión de los átomos de boro al momento de
realizar el tratamiento termoquímico. Las herramientas se cubrieron previamente con
sulfato de cobre para evitar la descarburización en la superficie del material.
3.1.2 Fabricación de moldes
El proceso de borurización por pasta es un método selectivo, es decir; consiste en
seleccionar las zonas de la pieza que requiren ser recubiertas, y así endurecer la superficie
del material. Debido a esto, se tuvo la necesidad de fabricar moldes especiales para recubrir
la punta de la herramienta que estará en contacto continuo con el material de trabajo.
Los moldes tienen como finalidad fijar la herramienta a ser tratada y al mismo tiempo
alojar la pasta en zonas específicas que se requieren recubrir. Otra función del molde, es
mantener el volumen exacto para controlar el espesor de pasta de boro durante el
52
tratamiento. Los moldes se fabricaron con solera de acero rolado en frío, el cual es un
material económico y fácil de maquinar; reduciendo los tiempos de manufactura. Las
dimensiones comerciales (ancho y espesor) de la solera de acero utilizada son de I Vi'' por
%" (38.1 mm X 19.05 mm).
A la solera de acero, se le practicó un careado a todo lo largo de su sección transversal con
un cortador plano de insertos de 3" de diámetro (76.1 mm). Posteriormente, se utilizó un
cortador plano de carburo con un diámetro de 1A" (6.35 mm) para dividir el material en
piezas individuales rectangulares, para finalmente realizar las cavidades en el material.
Estos procesos se observan a continuación en la figura 3.6
Figura 3.6 Mecanizado con cortador plano de 3" a la solera de acero para la
fabricación de los moldes
Para la fabricación de las cavidades de los moldes, se empleó la técnica de electroerosión6
debido a la geometría compleja del molde y a la formación de ángulos agudos. El proceso7
es conocido igualmente como electroerosión por penetración. Para esto, un electrodo es el
encargado de la remoción de material a medida que éste va penetrando en la pieza de
6 EDM (Eleetrical Discharge Machining, por sus siglas en inglés) 7 Para conocer el funcionamiento de este y otros equipos, consular anexo C
53
trabajo. El proceso utilizó la máquina electroerosionadora marca Charmilles Technologies,
modelo Roboform 20, cuyas características se mencionan en el apéndice B.
Los electrodos fueron modelados con un software de CAD para tener una visualización
previa de su geometría, como se aprecia en la figura 3.7. Posteriormente, la geometría se
exportó al programa mastercam V9 para generar los códigos de control numérico. El
proceso de mecanizado se realizó utilizando el centro de maquinado vertical, y una fresa de
esfera carburo cementado con un diámetro comercial de 3/8" (9.525 mm).
Para cada una de las cavidades de los moldes, fue necesario fabricar 2 electrodos de cobre,
uno para desbastar y el otro para dar un acabado fino en la superficie.
R2.84
Acoftlción en mm
T _J_
5
Vista lsométrica
J 2~
Figura 3.7 Diseño del electrodo de desbaste para una cavidad del molde de 3 mm
En la figura 3.8, se muestra una simulación del mecanizado de los electrodos de cobre. Los
2 electrodos que se observan en el lado derecho de la simulación, corresponden a los de
acabado, mientras que los que se ven en el lado izquierdo, son los electrodos de desbaste.
54
Figura 3.8 Simulación del mecanizado de los electrodos para el molde de 3 mm
utilizando un software de CAM
La diferencia entre la dimensión del electrodo y la cavidad del molde es de 0.05 mm/lado
para el electrodo de acabado y de 0.15 mm/lado para el electrodo de desbaste. Esto se hace
para tener un control preciso de las dimensiones. ya que en el proceso de erosión, el
electrodo elimina mayor cantidad de material.
Cabe mencionar que cuando se retira alguna pieza de la cavidad de un molde, existe la
posibilidad de que la pieza no sea expulsada fácilmente o de manera adecuada, si se tienen
paredes con ángulos rectos. Por tal motivo, las paredes internas del molde deben tener
cierta pendiente para facilitar la extracción de la pieza. La pendiente debe localizarse en la
dirección de expulsión. Para el caso del desmoldeo de la herramienta, una vez recubierta
con la pasta, se empleó un ángulo de 2º/lado, mismo que se maquinó en los electrodos de
trabajo. Para esto, se aplicó un cortador plano en el fondo con un diámetro comercial de 1/.i"
(6.35 mm) con el ángulo ya mencionado.
55
3.2 Tratamiento termoquímico de borurización en pasta.
Como se ha explicado anteriormente ( capítulo 1 ), el tratamiento de borurización en pasta es
un proceso termoquímico de difusión tanto intersticial como sustitucional; que tiene como
objetivo generar capa'i aserrada'i, duras ( 1800 - 2100 HK) y resistentes al desgaste.
A continuación se hace una explicación del método experimental llevado a cabo en el
proceso de recubrimiento de los herramentales.
3.2.1 Espesores y aplicación de pasta.
Para realizar el tratamiento superficial, se utilizó espesores de pasta de boro de 3 y 4 mm
sobre la superficie de los herramentales y tiempos de tratamiento de 4 horas a cada uno, con
el fin de generar capas boruradas compactas y continuas [1].
La figura 3.9 presenta los 2 moldes fabricados para ser utilizados en el proceso de
recubrimiento.
(a) (b)
Figura 3.9 Modelado en 3D con un software de CAD de los moldes de recubrimiento
(a) Molde de 3 mm, (b) Molde de 4 mm
Para la aplicación de la pasta, inicialmente se introduce la herramienta al molde, como se
observa en la figura 3.10. Posteriormente, el molde se cierra, y la herramienta es colocada a
cierta distancia para obtener la posición correcta dentro del mismo. En el molde de 3 mm la
56
distancia de separación es de 17 .8 mm, y para el de 4 mm es de 18.45 mm. En la figura
3.11 se observa la distancia de separación que debe existir entre la herramienta, cuya base
se encuentra en la parte exterior, y el borde del molde de recubrimiento. También en la
misma figura, se aprecia la parte inferior (a1) del molde cerrado por donde se introduce la
pasta de boro al molde de 3 mm. De igual manera se ve la parte inferior (b 1) para la
introducción de la pasta de boro al molde de 4 mm.
(a) (b)
Figura 3.10 Introducción de la herramienta de corte al molde de recubrimiento
(a) Molde de 3 mm, (b) Molde de 4 mm
(a) (b)
Figura 3.11 Distancia (mm) de posicionamiento del herramental con respecto al molde
(a) Distancia para el molde de 3 mm, (b) Distancia para el molde de 4 mm
57
Una vez realizado este paso, se procede a apretar los pernos y enseguida se comienza el
proceso de aplicación de la pasta. Esta se va introduciendo por la parte inferior del molde
(a1 y b 1 de la figura 3.11) y se va compactando hasta llenarlo en su totalidad.
Posteriormente, el molde lleno, es sometido a una temperatura de -5 ºC por 90 minutos para
congelar la pasta, con el fin de facilitar el desmoldeo de la herramienta recubierta con la
pasta de boro.
Finalmente, se dejan secar las herramientas con la pasta alrededor de un día, antes de
realizar el tratamiento termoquímico.
La pasta es preparada utilizando una relación agua/polvo de 0.2. Esto implica la utilización
de 1.2 mi de agua con 6 gramos de polvo para el molde de 3 mm. El molde de 4 mm
emplea 1.6 mi de agua por 8 gramos de polvo para su preparación.
La composición química de la pasta es la siguiente:
B4C (carburo de boro)+ Na3AIF6 (criolita) + SiC (carburo de silicio, como diluyente) [14].
La criolita es un activador, o componente que acelera el proceso de difusión.
La figura 3.12 muestra las herramientas de 3 y 4 mm ya desmoldeadas y secas, listas para
su tratamiento en el horno.
(a) (b)
Figura 3.12 Herramientas desmoldadas y recubiertas, listas para el tratamiento
(a) Espesor de pasta de boro de 3 mm, (b) Espesor de pasta de boro de 4 mm
58
3.2.2 Tratamiento termoquímico en las herramientas de corte.
Los herramentales recubiertos con la pasta de boro son introducidos al horno de
tratamiento, donde es necesaria la presencia de una atmósfera inerte en la cámara del
mismo. Se empleó argón de alta pureza para desplazar el oxígeno hacia el exterior de la
cámara y de esta manera, evitar la corrosión en la superficie de las muestras. Este tipo de
corrosión, se presenta debido a que las altas temperaturas facilitan la difusión de átomos de
oxigeno en los límites de grano del material.
El tiempo de tratamiento se fijó en 4 horas para todas las muestras ya que con este tiempo,
se considera un crecimiento intermedio de capas. Esto se puede observar en las gráficas de
crecimiento parabólico presentadas en el capítulo 2. De igual manera las temperaturas de
trabajo fueron de 1123, 1173, 1223 y 1273 K con el fin de probar si existe alguna tendencia
de la temperatura con el proceso de mecanizado.
Finalmente, las herramientas son retiradas una por una del interior de la cámara de
calentamiento y enfriadas rápidamente en un baño de aceite. El objetivo del enfriamiento es
detener el proceso de difusión y crear una estructura martensítica dura en el substrato de la
herramienta. Se utiliza aceite, y no agua; ya que ésta última podría ocasionar fisuras en el
material de la herramienta lo que perjudicaría al proceso de mecanizado.
3.2.3 Análisis en el MEB ( electrones retrodispersados)
Se realizó un análisis por espectroscopia de rayos X por dispersión de energía6 utilizando el
microscopio electrónico de barrido9 de la marca Leica Cambridge LTD. Esta prueba
verificó la presencia de diversos elementos en las capas boruradas, los cuales se difundieron
tanto en las fases obtenidas como en las interfases de las mismas. A continuación se
presenta en la tabla 3.3 un resumen de los elementos obtenidos y su variación a lo largo del
espesor de capa analizado.
8 EDS (Energy Dispcrsing Spcctroscopy, por sus siglas en inglés). Para ver su funcionamiento consultar
anexo C. 9 SEM (Scanning Electron Microscopc, por sus siglas en inglés)
59
Tabla 3.3- Resumen de elementos obtenidos por medio de un análisis de EDS (CPS1°)
FeB Fe8/Fe2B Fe28 Fe28 I sustrato Sustrato
Distancia (um) 2 5 8 11 14 17 20 23 26 29
Ni 192 204 206 221 230 225 193 231 208 229 Fe (alfa) 6579 8397 8597 8995 9044 8642 8373 8188 8216 9435 Cr (beta) 230 272 313 280 314 298 296 280 275 301 Cr (alfa) 908 1008 1038 I051 1054 978 909 913 915 !035
V 502 613 638 599 611 598 612 545 558 609
Mo 824 988 993 1006 1023 963 990 917 923 I004
w 888 1108 1088 1104 1177 1084 1043 1001 971 1133
Así mismo, en la figura 3.13 se puede observar en forma gráfica el espectro de los
elementos encontrados en las fases FeB, Fe2B y sus interfases. En ella se observa como
evoluciona el contenido de dichos elementos a través de la distancia.
u, a. o
1400 --. 1
1200
1000
800 j
600
400 J
200
o 2
-Niquel 11
--Cromo (beta)
- Cromo(alfa)
-vanadio
, --M:>libdeno
, - Tungsteno
- .-,------, , -,--,-, ,--·-' 1. ·----,-¡ 'r ,-,-,-- - ----, ¡-. ,, 'T X (µm) 5 8 11 14 17 20 23 26 29
Figura 3.13- Espectroscopia de rayos X por dispersión de energía
'º Cuentas por segundo (o unidades atómicas por segundo)
60
Como se mencionó en el capítulo 1, el tratamiento terrnoquímico de borurización en el
acero grado herramienta (AISI M2) generó en la superficie del material dos boruros de
hierro, FeB y Fe2B, donde su formación está intrínsecamente relacionada con la
composición química del substrato [1]. El crecimiento de estas fases en función de la
temperatura se pueden observar a través de las figuras 3.14, 3.15 y 3.16 a continuación:
a) b)
Figura 3.14 Fases FeB y Fe2B generadas en el acero M2 a 1273 K y 4 h de tratamiento
a) Espesor de pasta de 3 mm, b) Espesor de pasta de 4 mm
a) b)
Figura 3.15 Fases FeB y Fe2B generadas en el acero M2 a 1223 K y 4 h de tratamiento
a) Espesor de pasta de 3 mm, b) Espesor de pasta de 4 mm
61
a) b)
Figura 3.16 Fases FeB y Fe2B generadas en el acero M2 a 1173 K y 4 h de tratamiento
a) Espesor de pasta de 3 mm, b) Espesor de pasta de 4 mm
3.2.4 Análisis de microdurezas
Para conocer el valor de dureza de las capas boruradas generadas en la superficie del
material, se realizó una serie de pruebas de microdureza para determinar el gradiente de
dureza desde la superficie hasta el núcleo del acero. Los parámetros de tratamiento de las
probetas son los siguientes: espesores de pasta de 3 y 4 mm, temperatura de tratamiento de
1223 K y tiempo de tratamiento de 4 h. Se practicaron las identaciones en la fase Fe2B y
posteriormente se midió con ayuda del microscopio óptico y del software MSQ, el ancho de
la identación con un aumento de 1 OOx. Finalmente, para conocer el valor de microdureza;
se emplea la siguiente ecuación:
Microdureza (HV) = e(:) Donde:
C = constante de Vickers = 1.854
F = carga aplicada al momento de realizar la;identación = 50 g
A= área de la identación = (ancho de la identación)2
Tiempo de aplicación de la carga = 1 O s
..... (3.1)
62
A continuación se presenta en las tablas 3.4 y 3.5 un resumen de los valores de microdureza
obtenidos durante la prueba.
Tabla 3.4 - Resumen de mediciones y microdurezas obtenidas en la probeta de 3 mm.
Medición Ancho de la
Distancia de la superficie (mm) Microdureza (HV) identación (mm)
1 0.00646 0.01621 2221.338 2 0.00687 0.01993 1964.112 3 0.00852 0.0263 1459.362 4 0.00797 0.03133 1277.028
-5 0.00982 0.03876 961.2952 6 0.00989 0.04329 947.7355
·-
La figura 3.17 presenta una gráfica de microdureza de la fase Fe2B en función de la
distancia de la superficie.
2535 -- -
2135 1 -;
> ;. ca N CP 1735 ... :::, 'O o ... u :!!:
1335 ~ - ---·
935 e .~
0.0162 0.0212 0.0262 0.0312 0.0362 0.0412 0.0462
Distancia de la superficie (mm)
Figura 3.17 - Gráfica de microdureza contra distancia para la probeta de 3 mm a
1223 K y 4 h de tratamiento
63
Tabla 3.5 - Resumen de mediciones y microdurezas obtenidas en la probeta de 4 mm.
Medición Ancho de la
Distancia de la superficie (mm) Microdureza (HV) identación (mm)
1 0.006185 0.0177 2423.262 2 0.006735 0.0255 2043.641 3 0.008247 0.0325 1362.975 4 0.00989 0.0381 1198.145 5 0.008796 0.0428 947.7355
·-6 0.009484 0.0494 1030.615 7 0.009621 0.0531 1001.473
De igual manera la figura 3.18 presenta una gráfica de microdureza de la fase Fe2B en
función de la distancia de la superficie.
> :e ca N ! ::::1 'tJ E u ~
2535 ,----~- ----------- -J
2135
1735
1335
935 l-c
0.0177 0.0277 0.0377 0.0477
Distancia de la superficie (mm)
0.0577
Figura 3.18 - Gráfica de microdureza contra distancia para la probeta de 4 mm a
1223 K y 4 h de tratamiento
64
3.3 Caracterización de la vida útil de los herramentales de corte
Para la caracterización de la vida útil de los herramentales de corte, expuestos al
tratamiento terrnoquímico de borurización, las herramientas fueron sometidas al desgaste
de flanco, proceso que implica el desbaste de un acero grado estructural AISI 1018. EL
procedimiento experimental se llevó a cabo utilizando el centro de torneado del ITESM
CCM, que se halla ubicado en el laboratorio de control numérico. Las características
técnicas de este equipo se mencionan en el anexo D.
La colocación del herramental de corte y del material de trabajo en el centro de torneado se
observa a continuación en la figura 3.19
Figura 3.19 Montaje de la pieza de trabajo y de la herramienta de corte en el centro
de torneado
Fue necesano la creación de un programa de control numérico, utilizando código G
(genéricos) y M (misceláneos) para poner en marcha el funcionamiento del tomo CNC.
Este programa tuvo modificaciones en cuanto a los diámetros y longitudes de corte, es decir
en las coordenadas del eje X y Z, a medida que el material de trabajo se consumía.
El trabajo experimental, consistió en poner a prueba las herramientas tratadas con el
proceso de borurización e ir monitoreando y midiendo el desgaste en la punta del
herramental. Fue necesario utilizar el microscopio óptico marca Olympus con la finalidad
65
de medir el desgaste de la herramienta a medida que esta iba presentando un desgaste en
incidencia. El proceso de corte de metal involucra parámetros que se mencionan a
continuación en orden de importancia:
• La velocidad de corte
• El avance
• La profundidad de corte
Cada uno de ellos trae consigo una serie de fuerzas que actúan de manera significativa
sobre la herramienta de corte. Estas fuerzas a las que están ligadas cada uno de los
parámetros, se muestran en la figura 3.20 y son:
• La fuerza tangencial, F1
• La fuerza de avance, Fa
• La fuerza radial, Fr
F
Figura 3.20 Fuerzas que actúan sobre la herramienta de corte [15)
66
El parámetro que tiene mayor importancia en el desgaste de una herramienta es la velocidad
de corte, que fue el parámetro a modificar durante el proceso experimental de desgaste,
manteniendo constante el avance y la profundidad de corte. Ésta genera el mayor torque a
vencer en el husillo de la máquina, y consume más del 95% de la potencia de mecanizado
[15]. La velocidad de corte está dada en función del material de la herramienta y de la
dureza del material de trabajo. Este valor se obtiene de una tabla de valores experimentales.
Como se mencionó anteriormente, el material de trabajo es un acero AISI 1018 rolado en
frío con un diámetro comercial de 3" (76.2 mm). Las propiedades y composición de este
material son:
Carbono 0.15 - 0.2%, Manganeso 0.6 - 0.9%, Fósforo 0.04% y Azufre 0.05%. Según la
bibliografía la dureza de una geometría redonda, que oscila entre 2 y 3" de diámetro, es de
111 BHN [16]. La tabla 3.6 [6], presenta valores de velocidades de corte y avances en
función de la dureza del material de trabajo y del material de la herramienta. Para obtener el
valor de velocidad de corte correspondiente, se hace una conversión de unidades de dureza.
El valor de 111 BHN obtenido de la bibliografía, equivale a 62.5 HRB (Rockwell B). Así,
al observar la tabla 3.6, el rango de dureza en la zona de aceros de alta velocidad se toma el
valor nominal de 55 m/min con un avance de 0.25 mm/rev.
Para trazar en forma correcta las gráficas de Taylor, en las cuales se incluye la velocidad de
corte contra el tiempo de vida útil, las pruebas de corte se realizaron con 3 velocidades
distintas; la nominal y aumentando un 1 O y 25% dicha velocidad nominal. De esta manera,
el resumen de velocidades de corte experimentales queda como sigue:
• 55 m/min (Valor nominal)
• 60 m/min (Valor con un incremento de 10%)
• 69 m/min (Valor con un incremento de 25%)
Debido a que se tiene 2 espesores de pasta (3 y 4 mm), 4 temperaturas de tratamiento
(1123, 1173, 1223 y 1273 K) y 3 velocidades de corte distintas (55, 60 y 69 m/min) se
obtiene un total de 24 experimentos respectivamente. Adicionalmente se fabricaron y
endurecieron por temple dos herramientas más. Estas se utilizaron como herramientas
67
testigo con el fin de realizar una comparación entre las muestras no tratadas y las muestras
sometidas al proceso de endurecimiento superficial.
Para efectos de cálculo, en la parte experimental se determinó las revoluciones del husillo
en función de la velocidad de corte empleada y del diámetro del material a medida que éste
se desbastaba.
Finalmente el valor de avance de 0.25 mm/rev y 0.5 mm de profundidad de corte se toman
como constantes en el proceso. Este último valor se tomó con fines económicos con el
objeto de no desbastar demasiado material.
3.4 Conclusiones
A lo largo de este capítulo se presentó el procedimiento experimental elaborado en 3 etapas
que conforman el proceso de diseño de los herramentales, el tratamiento termoquímico de
borurización en pasta y finalmente el proceso de desbaste del acero AISI 1 O 18 para inducir
el desgaste en las herramientas de corte.
Durante el tratamiento térmico realizado en los herramentales testigo, después de templar
en aceite como se indica en el manual de tratamientos térmicos; las herramientas
presentaron algún tipo de contracción y se observó una ligera pérdida de material en la
superficie. Esto se debe a cambios bruscos en la temperatura superficial del herramental,
que pierde calor rápidamente.
Estos detalles ocasionaron contracciones térmicas en el material, produciendo que la parte
superficial de las herramientas perdiera masa en forma de hojuelas delgadas de metal.
Es importante mencionar que la superficie tratada con el proceso tennoquímico de
borurización, no presentó semejante característica debido a que las fases producidas en el
material proporcionaron una superficie protectora. Este incidente no generó modificación
alguna al proceso experimental; debido a que la superficie de contacto, en especial la punta
de la herramienta, permaneció intacta sin pérdida de masa ni deformaciones. De igual
manera, a medida que el espesor de pasta y la temperatura de tratamiento vayan en aumento
mayor es el espesor, la dureza y adhesión de la capas boruradas al sustrato.
68
Tabla 3.6 - Velocidades de corte en función de la dureza de la pieza de trabajo y del material de la herramienta de corte
Aceros de alta velocidad (HSS) Carburos cementados
DUREZA A vanee 0.5 mm/rev A vanee 0.25 mm/rev A vanee 0.5 mm/rev A vanee 0.25 mm/rev
(HV) (Rockwell) (m/min) (m/min) (m/min) (m/min)
90-125 48-69 RB 40 55 180 205
125-160 69-82 RB 34 46 155 180
160-210 82-93 RB 27 35 130 160
210-250 13-22 RC 21 30 115 140
250-300 22-30 RC 18 24. 100 130
300-350 30-35 RC 15 18 85 115
350-400 35-41RC --- --- 70 85
400-450 41-45 RC --- --- 45 60
450-500 45-49 RC --- --- 35 45
69
El análisis de espectroscopia de rayos X practicado por MEB a una probeta cortada a lo
largo de su sección transversal, mostró la presencia de distintos elementos del sustrato; que
se difundieron en las fases generadas durante el tratamiento y también en las inlerfases de
las mismas.
Por otro lado, se fabricó un dispositivo para montar las herramientas de corte en el tomo
CNC. Se tomó en cuenta las dimensiones de la misma así como de la torreta
portaherramientas. Las pruebas de corte se llevaron a cabo desgastando la herramienta a
través del corte de un acero grado estructural AISI 1018, y monitoreando el desgaste en
incidencia, longitud de corte, revoluciones en el husillo de la máquina y el tiempo de corte
por cada desbaste que se realizaba.
70
Capítulo 4
Análisis de resultados
Durante el desarrollo de este capítulo, se exponen los resultados obtenidos en el
procedimiento experimental practicado a las herramientas de corte. También se relaciona y
analiza la ecuación de Taylor, en función de los parámetros experimentales del espesor de
pasta de boro y las temperaturas del tratamiento termoquímico, donde es visible que el
exponente de Taylor se modifica y depende de los potenciales de boro empleados en el
proceso.
4.1 Pruebas de desgaste
Para conocer la cantidad de desgaste en el flanco de la herramienta, fue necesano
monitorear su evolución. Para tales efectos, se usó el paquete computacional MSQ plus.
Este cuenta con un módulo de análisis y medición de imágenes, según el formato y la
escala a la que fue tomada la microfotografía con el fin de observar la evolución del
desgaste.
Por otro lado, la velocidad de corte es uno de los factores que mayor impacto tiene en la
vida útil de una herramienta de corte. Por tal motivo, fue necesario cambiar este parámetro
para conocer el comportamiento de las herramientas boruradas. La velocidad de corte, se
modificó en tres ocasiones para trazar con mayor precisión las gráficas de Taylor. En
primera instancia, se trabajó con la velocidad nominal de 55 m/min; este valor se
incremento a 60 m/min (9%) y 69 m/min (25%) respectivamente, según el comportamiento
de las herramientas.
Durante el proceso de torneado, a medida que el diámetro del material disminuye, la
velocidad de rotación del husiilo debe aumentar para mantener una velocidad superficial
constante. Entre los códigos genéricos (G) de programación, existe el código G96, el cual,
dependiendo de la coordenada en X que se encuentre la máquina, y el valor de velocidad de
corte que se haya programado, realiza un cálculo rápido y establece el valor de velocidad de
rotación (rev/min) del husillo. Por tal motivo, fue necesario ir monitoreando este valor a
medida que se removía material. Conocer la velocidad de rotación del husillo y la longitud
71
del material de trabajo, es con el fin de calcular el tiempo de corte. Al sumar cada uno de
los tiempos calculados, y alcanzar el criterio de desgaste, se obtiene el tiempo de vida útil
de la herramienta. El tiempo de corte (minutos) en el desbaste del material se establece por
la siguiente ecuación [15]:
T. L 1empo= --
N*f ..... (4.1)
Donde:
L = Recorrido de la herramienta durante el corte (longitud de la pieza de trabajo en mm)
N = Velocidad de giro del husillo (rev/min)
f = A vanee de la herramienta (mrn/rev)
Al producto de N*f se le denomina velocidad de avance (mrn/min)
El valor de velocidad de rotación del husillo se obtiene.empleando la ecuación 4.2 [15]:
V* 1000 N=---
trD ..... (4.2)
Donde:
V= Velocidad de corte a utilizar (rn/min)
D = Diámetro del material de trabajo (mm)
A medida que se realizaba un corte en el material de trabajo, se obtenía la lectura del
diámetro al inicio y al final de la barra. De igual manera se tomaba una foto del flanco de la
herramienta, a una amplificación de 50x o 1 OOx, según fuera el caso del desgaste de la
misma. Esto tiene como objetivo dar una idea del desgaste que el herramental iba
acumulando.
Se trabajó con buriles tratados con dos espesores de pasta de boro que son 3 y 4 mm; y
cuatro temperaturas de tratamiento: 1123, 1173, 1223 y 1273 K. Al tener 3 velocidades de
72
corte se tiene un total de 24 experimentos, además de dos probetas testigo; con el fin de
analizar el impacto en la vida útil de los herramentales tratados tennoquímicamente y los
herramentales sin el tratamiento. Así mismo, el tratamiento tennoquímico permite evaluar
la influencia del espesor de pasta de boro y la temperatura del proceso en la vida útil de los
herramentales de corte.
El tiempo por desbaste se calcula empleando la ecuación 4.1, utilizando el recorrido de la
herramienta y la velocidad de giro del husillo como variables. A medida que el diámetro del
material disminuye; las revoluciones del husillo de la máquina aumentan y en consecuencia
el tiempo por pasada también lo hace, con el fin mantener una velocidad superficial
constante. Una vez alcanzado el criterio de desgaste, la sumatoria de todos los valores
registrados de tiempo por pasada corresponderá al tiempo total de vida útil de la
herramienta analizada. Cabe mencionar que se utilizó como criterio el valor de 0.5 mm de
desgaste en el filo ( o flanco) de la herramienta.
La tabla 4.1 presenta un resumen de valores de tiempo de vida útil, cakulados para cada
herramienta, en el desbaste del acero AISI 1018. De ésta misma, es posible observar que las
herramientas recubiertas con potenciales de 4 mm muestran una mayor duración en el
proceso de corte llevado a cabo.
El número de herramienta, corresponde a un sistema de codificación utilizado durante el
proceso experimental; que coincide con los parámetros experimentales empleados en cada
herramental.
Por otro lado, con estos datos obtenidos del proceso experimental se realizó un análisis de
varianza (ANOV A) de un solo factor con el fin de evaluar los efectos entre las variables;
verificando si la influencia de la temperatura es significativa o en su caso despreciable
aplicado al proceso de corte. De acuerdo a lo planteado, se tiene que decidir entre dos
hipótesis que se presentan a continuación:
Ho = La vida útil media no depende de la temperatura.
Ha = La vida útil media es dependiente de la temperatura.
Cabe mencionar que éste estudio se realizó utilizando Excel como software de análisis de
datos, y cuyos resultados se muestran en la tablas 4.2 y 4.3
73
Tabla 4.1- Resumen del tiempo de vida útil, calculado para cada herramienta11
Espesor de No. Herramienta
Temperatura Velocidad de corte Tiempo de vida pasta (mm) (K) (m/min) (min)
4 55 10.41
3 1123 60 9.2922
1 69 5.1502
7 55 86.027
13 1173 60 11.325
19 69 8.683 3
9 55 25.746
15 1223 60 21.921
21 69 12.022
11 55 65.689
17 1273 60 16.392
23 69 10.235
2 55 64.93 -- --
5 1123 60 32.22
6 69 28.72
8 55 102.37
14 1173 60 22.383
4 20 69 4.153
10 55 53.5958
16 1223 60 35.118
22 69 18.549
12 55 68.783
18 1273 60 15.606
24 69 6.455
Tabla 4.2 - Resumen de cálculos realizados para cada temperatura
Grupos Cuenta Suma Promedio Varianza
1123 K 6 150.7224 25.1204 502.7804728
1173 K 6 234.941 39.15683333 1880.522452
1223 K 6 166.9518 27.8253 218.4560846
1273 K 6 183.16 30.52666667 822.7097387
11 Los resultados obtenidos a través del proceso experimental se pueden consultar en los anexos E. F, G y H respectivamente.
74
Tabla 4.3 - Resumen de cálculos realizados para el análisis de varianza
Origen de las I de cuadrados GDL12 Promedio de los
F Probabilidad Valor crítico
variaciones cuadrados para F
Entre grupos 665.61 3 221.87 0.26 0.85 3.098
Dentro de grupos 17122.34 20 856.11
Total 17787.95 23
De la tabla 4.3 se obtiene el valor de probabilidad de 85%. Al comparar éste el valor con el
de 5% que nos proveen las pruebas de hipótesis, podemos afirmar que la hipótesis nula H0
es verdadera y que la vida útil media no depende de la temperatura, en otras palabras:
P0.85 > Po.os. De igual manera la figura 4.1 comprueba que al graficar los valores promedio
obtenidos de la tabla 4.2 contra la temperatura de tratamiento, no existe una dependencia
funcional de la temperatura con la vida útil de las herranüentas; por lo tanto no se ejerce
influencia en el desgaste de la herramienta. Sin embargo, la temperatura que presenta
mayor vida útil es la de l 173 K.
45
40
'2 30
.§. g_ 25 E a, i= 20 -
15
10
5
1100
•
• 1150
• •
• • 1 • A'orredio
1
'.A.4rrrn
•
1200 1250 1300
Temperatura (K)
Figura 4.1 Gráfica de Tiempo de vida útil medio contra temperatura de tratamiento
12 Grados de libertad
75
Por otro lado, la dureza del material de trabajo trae consigo una influencia directa sobre la
velocidad de desgaste de la herramienta. Es decir, a mayor dureza; más rápido se registrará
el valor del límite de desgaste en flanco.
Con el fin de verificar la dureza real del material con el que se trabajó en las pruebas de
corte, se realizó pruebas de dureza Rockwell B, de acuerdo a los siguientes parámetros:
ldentador de bola con un diámetro = 1116"
Precarga = 1 O Kg.
Carga = 100 Kg.
Se practicó un total de 89 mediciones en una muestra de material seccionada
transversalmente. Estas mediciones presentan una tendencia en la dirección radial, es decir;
el valor de dureza medido iba disminuyendo a medida que se profundizaba en el material.
De igual manera hubo una diferencia entre la medición registrada entre la superficie y el
núcleo del mismo. La distribución aproximada de esas identaciones se muestra a
continuación en la figura 4.2:
/: •• • ••• • • • •• • •• • • • • • •
•••• • ••e•••••••••••••••• ••••• • • • • • • • • • •• • • • • • • • • • • •
Figura 4.2 Distribución aproximada de identaciones (mediciones) realizadas en el
material de trabajo
El promedio obtenido de todas las mediciones experimentales realizadas 13 en el material de
trabajo es: 86.516 ± 2.063 HRB. Comparando el valor presentado en el capítulo 3 (62.5
HRB) obtenido de una tabla, y el valor real de dureza medido experimentalmente en este
material; se puede concluir que el material de corte se endureció superficialmente debido al
13 Las mediciones de dureza realizadas en el material de trabajo se pueden consultar en el anexo I
76
trefilado al que fue sometido como parte de su proceso de fabricación. Por este motivo, se
estaba induciendo una mayor velocidad de desgaste en la herramienta de corte.
4.2 Evaluación de los exponentes de Taylor
Como se mencionó previamente en el capítulo 1, la ecuación de Taylor se expresa en su
forma elemental como:
VT 11 =C ..... ( 1.3)
Aplicando logaritmo base l O (log10) en ambos lados de la igualdad se obtiene la siguiente
expresión:
Donde n se establece como:
Aquí:
V= velocidad de corte (m/min)
logV +nlogT = logC
n= logC-logV logT
T = tiempo de corte para producir una cantidad de desgaste en el flanco (min)
..... (4.3)
..... (4.4)
C = Constante (m/min), igual a la intersección de la curva con la ordenada al origen. De
hecho, es la velocidad de corte para una vida de herramienta de un minuto.
11 = exponente de Taylor.
El exponente de Taylor 11, es una medida de la pendiente de la línea trazada. Es decir, nos
expresa el tiempo de vida útil de la herramienta. La variación de este valor de pendiente
indicará si la herramienta tiende o no, a poseer mayor vida útil con respecto a los demás
potenciales y temperaturas que se estén analizando en el proceso. Una pendiente menor
indica que aquella herramienta mantendrá un mayor tiempo de vida útil.
77
Por otro lado, el valor de la constante C expresa la velocidad de corte teórica que se tendría
que alcanzar; para poder generar el desgaste en el flanco de la herramienta (según el criterio
establecido) en un tiempo de vida T de un minuto.
A continuación, se presentan las gráficas de vida útil (figuras 4.3 y 4.4) agrupando todas las
temperaturas de trabajo con sus respectivos espesores de pasta de boro empleados. Las
líneas rectas, corresponden a un análisis de regresión lineal realizado con Excel para
obtener las ecuaciones de las mismas y analizar las herramientas referidas al tiempo de vida
útil. La tabla 4.4 presenta un resumen de las ecuaciones resultantes de las líneas de
tendencia presentadas previamente.
Tabla 4.4 - Ecuaciones pertenecientes a las líneas de tendencia
Espesor de pasta de Boro Coeficiente de determinación
Temperatura (K) 3mm 4mm R2 (3 mm) R2 (4 mm)
1123 vT°·2942 = 2.0503 vT°·2214 = 2.1387 0.944 0.7475
1173 VT°·0777 = 1.8875 VT°.011 = 1.8799 0.7258 0.9893
1223 VT°·28 = 2.1433 VT°.2141 = 2.1099 0.9648 0.9997
1273 VT°.1oss = 1.932 VT°·092 = 1.9035 0.8405 0.9242
La tabla 4.5 resume los valores de la constante C y de la pendiente de Taylor n, hallados en
la ecuación de la línea de tendencia presentada en la tabla 4.4. El valor de C. corresponde a
la intersección de la línea de tendencia con la ordenada al origen.
Tabla 4.5 - Resumen de la constante C y de las pendientes de Taylor n
Potencial de pasta (mm) Temperatura (K) e (m/min) Pendiente Taylor 3 112.27 0.2942
1123 4 137.62 0.2214
3 77.18 0.0777 1173
4 75.84 0.071
3 139.09 0.28 1223
4 128.79 0.2141
3 85.5 0.1085 1273
4 80.07 0.092
78
2.17
2.12
2.07
2.02 -e -(1123K) ·e e 1.97 - - (1173 K) -(.)
> 1.92 - · · · ( 1223 K) C) o
1.87 --- (1273K)
1.82
1.77
1.72 0.00 0.50 1.00 1.50 2.00 2.50
log T (min)
Figura 4.3 Gráfica de Taylor involucrando las temperaturas de tratamiento con un espesor de pasta de 3 mm
79
2.22
2.12
-e ·-.§ 2.02 E
-(1123K)
--(1173K) -V > 1.92 ---·(1223K)
1 ---(1273K) 1.82
1.72
0.00 O.SO 1.00 1.-so 2.00 2.50
log T (min)
Figura 4.4 Gráfica de Taylor involucrando las temperaturas de tratamiento con un espesor de pasta de 4 mm
80
Los valores de los exponentes de Taylor presentados en la tabla 4.5, demuestra que las
pendientes para espesores de pasta de 4 mm son menores que las pendientes de los
espesores de 3 mm. Con espesores de pasta de 4 mm, la cinética de crecimiento de las
capas boruradas es mayor, generando mayor superficie de protección contra el desgaste en
incidencia VB.
La evaluación del desgaste en las herramientas de corte se presenta en la figura 4.5,
empleando el microscopio óptico con un aumento de 1 OOx, y a una velocidad de corte de 60
m/min. Las microfotografías muestran el desgaste generado en el flanco de la herramienta
cuando se alcanza el criterio de desgaste propuesto de 0.5 mm.
(a) (b)
Figura 4.5 Desgaste en el flanco obtenido a través del proceso experimental en las
herramientas de corte
(a) 3 mm y 1173 K (0.53 mm de desgaste a los 11.325 min de trabajo), (b) 4 mm y 1173 K
(0.507 mm de desgaste a los 22.383 min de trabajo)
Durante el proceso experimental de mecanizado, y como se comprobó con al análisis de
varianza; no se apreció alguna dependencia de la vida útil de los herramentales de corte con
la temperatura del tratamiento termoquímico. Sin embargo, l. Campos [l]; ha establecido la
influencia de la temperatura en el crecimiento de las fases boruradas. Conforme la
temperatura aumenta, los frentes de crecimiento se incrementan; sin embargo, existen
esfuerzos residuales en la interfase FeB/Fe2B que inducen grietas en esa zona, teniendo
mayor fragilidad y menor adherencia de la capa con el substrato.
81
En cuanto a las herramientas testigo, la diferencia radica en que el material de las mismas
se endureció por medio de un tratamiento de templado. Por medio de éste tratamiento, y
después de realizar un revenido con el fin de relevar esfuerzos térmicos que podrían crear
fisuras en la herramienta; se alcanzó una dureza de 58 HRC.
Los resultados obtenidos a través del proceso experimental son los siguientes:
• La herramienta templada 1 (Anexo J) con una velocidad de corte de 69 m/min,
generó un tiempo de vida útil de 5.5972 min con un desgaste en el flanco de la
misma de 2.1 mm
• La herramienta templada 2 (Anexo J) con la velocidad de corte nominal de 55
m/min, tuvo un tiempo de vida útil de 19.931 min con un desgaste en el flanco de
0.744 mm
• Utilizando la ecuación de Taylor (Ecuación 1.3, capítulo 1 ), se halló un tercer valor
de velocidad de corte que genera un tiempo de vida útil de 1 hora. De esta manera,
no existe la necesidad de realizar una tercera prueba. Finalmente, haciendo uso de la
misma ecuación; es posible hallar la pendiente de Taylor n y el valor de la constante
c. • El valor de la pendiente de Taylor para el caso de la herramienta templada es
n =0.177
• El valor de la constante es C = 93.52 m/min
La tabla 4.6, presenta un resumen de los valores correspondientes a la herramienta
templada (o testigo) analizada en el proceso experimental.
Tabla 4.6 - Resumen de valores correspondientes a la herramienta templada
Herramienta Velocidad de Tiempo de vida Pendiente de Constante C I
corte (m/min) útil (min) Taylor (m/min)
1 69 5.5972
2 55 19.931 n = 0.177 e= 93.52
3 (valor calculado) 45.35 60
82
Finalmente la figura 4.6, presenta la gráfica de Taylor para la herramienta testigo utilizando
los 3 puntos presentados anteriormente en la tabla 4.4. De igual manera, la ecuación que
rige el comportamiento de la línea de tendencia de esta herramienta es:
1.60 _:, _
0.00
vT°· 1;; = t .9709
¡
f~_;_ __ 1 1 •·· . . . . ..... ----+--' ____.'.._-----+--
0.50 1.00 1.50
log T (min)
Figura 4.6 Gráfica de Taylor de la herramienta testigo
..... (4.5)
2.00
Como era de esperarse, los tiempos de vida de las herramientas testigo con respecto a las
tratadas termoquímicamente presentaron tiempos de vida útil más pequeños. Esto
demuestra que el proceso termoquímico empleado es capaz de ser utilizado en aplicaciones
de corte de metal. De igual manera, la pendiente hallada para la herramienta templada (n = 0.177), indica un valor mayor con respecto a la herramienta con espesor de pasta de 4 mm y
1173 K de temperatura de tratamiento (n = 0.071). Esto es otra prueba clara de que las
herramientas tratadas termoquímicamente, presentan mayores períodos de vida útil durante
el mecanizado del acero grado AISI 1018.
83
4.3 Conclusiones
Las figuras de vida útil fueron trazada,; aplicando una regresión lineal, para analizar en
forma sencilla el comportamiento de los parámetros de corte involucrados en el proceso.
A través de estas gráficas, es posible notar que las herramientas con espesores de pasta de
boro de 4 mm tienen una mayor vida útil. Cabe resaltar que la herramienta tratada con una
temperatura de 1173 K, es la que resultó tener la pendiente más pequeña; traduciéndose en
una mayor resistencia al desgaste. Estas condiciones de espesor y temperatura, se pueden
tomar como las óptimas en el proceso tennoquímico aplicado al corte de metal.
Otra ventaja aplicable al proceso tennoquímico es que las pruebas de dureza practicadas en
el material de trabajo (Acero grado AISI 1018), resultaron en un valor de mayor magnitud
que aquel obtenido de la consulta de un manual. Es decir, el valor extraído del manual
(presentado en el capítulo 3) es 62.5 HRB mientras que el valor real de dureza medido en el
material es 86.51 HRB. Por tal motivo, la velocidad de corte que se debió de utilizar desde
el inicio de la parte experimental, es 35 m/min y no 55 m/min (Consultar tabla 3.6). Al
utilizar como valor inicial los 55 m/min, se estaba induciendo una mayor velocidad de
desgaste en las herramientas y aún así; la herramienta tratada a 1173 K y 4 mm de espesor
de pasta logró trabajar 102 minutos antes de registrar el valor límite de desgaste en el
flanco. Por tal motivo, se concluye que se trabajó con un valor de velocidad de corte 57%
arriba del valor nominal. Por otro lado el análisis de varianza realizado demuestra que no
existe una dependencia funcional de la temperatura con respecto al tiempo de vida útil de
los herramentales.
Finalmente, comparando los tiempos de vida útil de las herramientas testigo con las
boruradas; es posible observar que éstas últimas son las que presentan mayores tiempos de
exposición al desgaste y por lo tanto mayores tiempos de trabajo. Esto último, indica las
ventajas del tratamiento tennoquímico de borurización en pasta en comparación con buriles
no tratados tennoquímicamente, donde el proceso es factible de ser empleado minimizando
los costos ocasionados por el desgaste de los herramentales de corte, e inclusive pudiera ser
empleado como una alternativa de sustitución en insertos cerámicos.
84
Conclusiones finales
Se llegan a las siguientes conclusiones:
1. Se produjeron buriles de corte borurados a diferentes temperaturas y espesores de
pasta, consistiendo en un sistema de capas FeB/Fe2B/substrato en un acero grado
herramienta M2 de alta velocidad.
2. Se estudió la cinética de crecimiento de ambas capas bajo un modelo que asumió,
un sistema Fe - B sin tomar en cuenta los elementos de aleación del acero M2. De
igual manera se asume una concentración constante en la superficie, los coeficientes
de difusión permanecen constantes y se considera un medio semi-infinito.
3. En cuanto a la cinética de crecimiento de las fases, se ha establecido la influencia de
la temperatura en el crecimiento de las fases boruradas. Conforme la temperatura
aumenta, los frentes de crecimiento se incrementan; sin embargo, existen esfuerzos
residuales en la interfase FeB/Fe2B que inducen grietas en esa zona, teniendo mayor
fragilidad y menor adherencia de la capa con el substrato. Asimismo, la evolución
de los frentes de crecimiento obedece la ley de crecimiento parabólico
4. Se trabajó con dos espesores de pasta de boro: 3 y 4 mm; y cuatro temperaturas de
tratamiento: 1123, 1173, 1223 y 1273 K respectivamente. Así mismo, este
tratamiento termoquímico permitió evaluar la influencia del espesor de pasta de
boro y la temperatura del proceso, en la vida útil de los herramentales de corte.
5. Se realizó la caracterización de las herramientas de corte por medio de microscopía
óptica, a través del constante monitoreo y medición de la evolución del desgaste en
el filo del herramental.
6. Las herramientas recubiertas con potenciales de 4 mm presentan una mayor
duración de vida útil en el proceso de corte. Los valores de los exponentes de
Taylor demuestran que las pendientes para espesores de pasta de 4 mm son menores
85
que las pendientes de los espesores de 3 mm. El espesor de 4 mm, genera capas más
compactas y continuas, obteniendo mayor superficie de protección contra el
desgaste en incidencia.
7. Se demuestra a través de un análisis de varianza, que no existe una dependencia de
la temperatura con la vida útil de los herramentales de corte tratados
termoquímicamente. Sin embargo, tomando los promedios del tiempo de vida útil
por cada temperatura de trabajo, la temperatura de 1 173 K es una opción viable de
incrementar la resistencia al desgaste en la superficie de los herramentales de corte.
8. Se puede asumir que el tratamiento termoquímico de borurización por pasta, es
capaz de ser utilizado en futuras aplicaciones para aumentar la resistencia al
desgaste en las herramientas de corte; conforme a los resultados presentados bajo
este tratamiento termoquímico y los buriles no expuestos a borurización.
9. Se dejan las puertas abiertas a futuros trabajos de investigación, aplicando este
proceso a la ciencia de corte de metales. Así mismo, se presenta una alternativa de
estudio de la cinética de crecimiento de fases boruradas; en otros tipos de aceros
grado herramienta que actualmente se encuentran involucrados en la industria
metal-mecánica y de la transformación.
Perspectivas de trabajo
El área de tratamientos térmicos y termoquímicos, así como la ingeniería de superficies son
de una gran complejidad. Por este motivo, existe una extensa gama de aplicaciones
posibles.
En cuanto a las perspectivas de trabajo a futuro, se sugiere el estudio de la cinética de
crecimiento de boruros de hierro en un acero grado herramienta AISI M42, utilizado
ampliamente como un material de trabajo en herramientas de corte de alto desempeño,
llámese cortadores verticales (rectos o de bola), machuelos para roscar, sierras, etc.
86
En cuanto al proceso de torneado, se presenta la facilidad de construir insertos de acero
grado AISI M42, utilizando la electroerosión por hilo con el fin de optimizar el proceso de
fabricación; afilando en un solo montaje la herramienta de corte. De este modo, el inserto
podría ser atornillado fácilmente a un portaherramientas universal; lo que se estaría
ahorrando una gran cantidad de material. Al momento de la terminación de su vida útil, este
se desmontaría y se desecharía. Otra ventaja visible, es que se obtienen piezas de una gran
precisión dimensional y de un excelente acabado superficial.
Se podría aplicar la borurización en pasta a insertos de carburo de tungsteno, sin ningún
recubrimiento original, llámese PVD 14 o CVD 15. Antes de esto, sería necesario estudiar la
cinética de crecimiento de los boruros en este material compuesto; con el fin de obtener las
condiciones óptimas de espesor de pasta y temperatura. Igualmente, investigar si el material
pierde dureza por el efecto de la temperatura al momento de realizar el tratamiento
terrnoquímico.
Por otro lado, es posible aplicar el tratamiento termoquímico de borurización en pasta a
insertos comerciales, con el fin de evaluar la vida útil de los mismos aplicados a proceso de
corte de metal.
Sería conveniente realizar una serie de mediciones de fuerzas dinámicas en la herramienta,
utilizando un dispositivo conocido como dinamómetro. El conocer la magnitud de estas
fuerzas nos permitiría hallar los esfuerzos generados en el material.
Por otro lado, con la ayuda de un termopar se podría obtener un historial de temperaturas en
la punta de la herramienta en contacto con el material de trabajo. De esta manera, se
determina el efecto de las fases boruradas en la superficie de los herramentales de corte
sometidos a desgaste. Incluso, al tratarse de insertos cerámicos altamente resistentes al
desgaste, se podría utilizar como materiales de trabajo aceros aleados como el 9840 tratado
o aleaciones de titanio.
Otra alternativa, es aplicar el método del elemento finito para obtener las magnitudes de los
esfuerzos generados en la superficie de la herramienta; o incluso el campo de temperaturas
sobre la misma y de esta manera, mejorar el proceso o las condiciones de trabajo.
14 Physical vapor deposition (por sus siglas en inglés) 15 Chcmical vapor dcposition (por sus siglas en inglés)
87
ANEXO A
Centro de mecanizado vertical
Marca: Haas Automation, de origen estadounidense
Modelo: VF-2
Tipo de bastidor: C
Material del bastidor: Fundición gris
Dimensiones (altura x longitud x ancho): 2654 x 2789 x 2357 mm
Frecuencia de la red: 60 Hz
Voltaje de entrada trifásica+ Tierra: 220 V
Potencia máxima del motor del husillo: 20 HP
Velocidad máxima del husillo: 7500 RPM alcanzada en 1.2 seg. Caja de dos velocidades
engranada.
Par máximo en el husillo: 339 N-m (250 lb-ft) @ 450 RPM
Velocidad de desplazamiento máxima de la mesa: 0.3 mis (710 in/min)
Desplazamientos:
X: 762 mm
Y: 406 mm
Z: 508 mm
Figura A.1 Centro de mecanizado vertical
88
ANEXOB
Máquina de electroerosión por penetración
Marca: Charmilles Technologies, de origen suizo.
Modelo: ROBOFORM 20
Tipo de bastidor: C
Material del bastidor: Fundición gris
Dimensiones (altura x longitud x ancho): 2320 x 250 x 1160 mm
Corriente de mecanizado máxima: 32 Amperes
Frecuencia de la red: 50 Hz (opcionalmente 60 Hz)
Tensión de entrada trifásica + Tierra: 380/400 V
Factor de potencia(<¡>): 0.8
Consta de 4 ejes servocontrolados X, Y, Z, C.
El eje X representa el desplazamiento longitudinal de la mesa (carrera= 300 mm)
El eje Y representa el desplazamiento transversal de la mesa (carrera= 250 mm)
El eje Z, eje principal de mecanizado, representa el desplazamiento vertical del electrodo
(carrera= 250 mm)
El eje C representa el desplazamiento rotativo del electrodo en un sentido u otro.
Resolución de medida: 1 µm
Velocidad máxima (modo manual): 15 mis
Figura 8.1 Máquina de electroerosión por penetración
89
ANEXOC
Funcionamiento de equipos utilizados
a) Funcionamiento de la máquina de electroerosión por penetración:
El electrodo y la pieza de trabajo son conectados a una fuente de corriente directa de alto
voltaje, siendo el cabezal (o eje Z) el polo positivo, y la bancada, el polo negativo
respectivamente (con la posibilidad de invertir esta polaridad). El electrodo al ir
aproximándose a la pieza de trabajo, y llegar a una distancia muy pequeña entre ellos,
ocasiona el salto de una cantidad de electrones (chispa); produciendo en ese punto, un
incremento en la temperatura por arriba de la de fusión. Esta acción hace que el material se
funda, y sea removido de su lugar en forma de partículas de carbón. Cabe mencionar que
nunca hay un contacto entre el electrodo y el material, existiendo un pequeño espacio
donde fluye un líquido dieléctrico, cuya función es enfriar tanto al electrodo como a la
pieza para que no exista un incendio entre ambos. Otra función del líquido dieléctrico es
proporcionar al operador de la máquina un aislamiento eléctrico.
El espacio o banda de vacío que se genera, es controlado por el servomecanismo del
cabezal de la máquina y un programa de computadora integrado a la máquina. De esta
manera la forma del electrodo es transmitida en forma opuesta a la pieza de trabajo creando
una cavidad en la misma.
b) Funcionamiento del EDS
Este es un análisis cualitativo que se realiza utilizando el MEB, en el cual se puede detectar
la presencia de elementos de aleación o incluso fases en un material conductor. Más a
detalle, este análisis consiste en hacer incidir sobre el material; un rayo de electrones
proveniente de la fuente de potencia del microscopio. Al impactar sobre la muestra, arranca
consigo una serie de electrones (llamados electrones retrodispersados) del mismo material.
Estos electrones traen consigo información cualitativa o cuantitativa de los elementos
presentes en el material. Esta información se despliega en el monitor de una computadora.
Cabe mencionar que este equipo detecta elementos a partir del número atómico 11. Debido
a esto el Boro no se detecta ya que su número atómico es 4.
90
ANEXOD
Centro de torneado
Marca: Haas Automation, de origen estadounidense
Modelo: HL-2
Tipo de bastidor: Horizontal
Material del bastidor: Fundición gris
Dimensiones (altura x longitud x ancho): 1915 x 2833 x 1670 mm
Frecuencia de la red: 60 Hz
Voltaje de entrada trifásica + Tierra: 220 V
Diámetro del chuck: 203.2 mm (8")
Potencia máxima del motor del husillo: 20 HP
Velocidad máxima del husillo: 5000 RPM
Velocidad de desplazamiento máxima de la torreta portaherramientas: 0.3 mis (710 in/min)
Longitud admisible máxima de material :::::: 555 mm
Diámetro admisible máximo de material: 50.8 mm (2")
Desplazamiento de los ejes:
X, representa el desplazamiento transversal: 429 mm
Z, representa el desplazamiento longitudinal: 508 mm
E, representa el desplazamiento del contrapunto (mecanismo hidráulico): 507.5 mm
• •
l ... ~:. ••• ...!.. ---·-·
••• ·..!II .. , . .. -
-1/Mi\,
Figura D.1 Centro de torneado
91
ANEXO E
Resultados obtenidos por medio del proceso experimental para una herramienta
tratada a una temperatura de 1123 K
Para 3 mm:
Herramienta No. 4
Velocidad de corte: 55 m/min
D ini (mm) D fin
Long corte (mm) Tiempo
RPM Desgaste (mm) (mm) (min)
PI 58 57 403 5.2500 307 SM
P2 57 56 403 5.1600 312 1.18
:E 806 10.41
(a) Prueba 2 (SX)
Figura E.1 Herramienta No. 4
Herramienta No. 3
Velocidad de corte: 60 m/min
D ini (mm) D fin (mm) Long corte Tiempo
RPM Desgaste (mm) (mm) (min)
PI 60 59 403 4.6997 343 SM
P2 59 58.8 403 4.5925 351 1.98
:E 806 9.2922
92
(a) Prueba 2 (SX)
Figura E.2 Herramienta No. 3
Herramienta No. 1
Velocidad de corte: 69 m/min
D ini (mm) D fin (mm)
71 70.3
Long corte (mm)
403
403
Tiempo (min)
5.1502
5.1502
(a) Prueba 1 (5X)
Figura E.3 Herramienta No. 1
RPM Desgaste (mm)
313 1.6
93
Para4 mm:
Herramienta No. 2
Velocidad de corte: 55 m/min
D ini (mm) D fin
Long corte (mm) Tiempo
RPM Desgaste (mm) (mm) (min)
PI 70 69 403 6.3715 253 0.09
P2 69 68 403 6.2724 257 0.12
P3 68 67.1 403 6.1762 261 0.16
P4 67 66 403 6.0830 265 0.21
P5 66 65.1 403 5.9926 269 0.21
P6 65.1 64.3 403 5.9048 273 SM
P7 64.3 63.4 403 5.8195 277 0.25
P8 63.4 62.3 403 5.7160 282 0.36
P9 62.4 61.4 403 5.6160 287 SM
PIO 61.4 60.5 403 5.5395 291 SM
PI I 60.5 59.6 403 5.4459 296 0.65
:E 4433 64.9374
(a) Prueba 1 (lOX) (b) Prueba 11 (lOX)
Figura E.4 Herramienta No. 2
94
Herramienta No. 5
Velocidad de corte: 60 m/min
Dini (mm) D fin
Long corte (mm) Tiempo
RPM Desgaste (mm) (mm) (min)
PI 54 53 403 4.8800 330 SM
P2 53 52 403 4.7900 336 SM
P3 52 51.1 403 4.6900 343 0.103
P4 51.1 50.1 403 4.6000 350 0.119
P5 50.1 49.2 403 4.5100 357 0.255
P6 49.2 48.3 403 4.4200 364 0.34
P7 48.3 47.3 403 4.3300 372 0.52
:E 2821 32.2200
(a) Prueba 3 (lOX) (b) Prueba 7 (lOX)
Figura E.5 Herramienta No. 5
95
Herramienta No. 6
Velocidad de corte: 69 m/min
D fin Tiempo D ini (mm) (mm) Long corte (mm) (min) RPM Des~aste (mm)
PI 47 46 403 3.8843 415 SM
P2 46 45 403 3.8019 424 SM
P3 45 44 403 3.7143 434 SM
P4 44 43 403 3.6306 444 0.03
P5 43 42 403 3.5507 454 0.109
P6 42 41 403 3.4667 465 0.12
P7 41 40 403 3.3795 477 SM
P8 40 39 403 3.2965 489 0.503
~ 3224 28.7244
(a) Prueba 4 (lOX) (b) Prueba 8 (lOX)
Figura E.6 Herramienta No. 6
96
ANEXOF
Resultados obtenidos por medio del proceso experimental para una herramienta
tratada a una temperatura de 1173 K
Para 3 mm:
Herramienta No. 7
Velocidad de corte: 55 m/min
D ini (mm) D fin
Long corte (mm) Tiempo RPM Desgaste (mm)
(mm) (min)
PI 36 35 403 3.2240 500 SM
P2 35 34 403 3.1362 514 SM
P3 34 33 403 3.0415 530 SM
P4 33 32.l 403 2.9470 547 0.11
P5 32.1 31.l 403 2.8683 562 SM
P6 31.l 30.l 403 2.7650 583 0.16
P7 30.l 29.l 403 2.6733 603 0.17
P8 29.l 28.1 403 2.5792 625 0.17
P9 28.l 27.1 403 2.4877 648 0.17
PIO 27.l 26.l 403 2.3952 673 0.175
Pll 26.l 25.l 403 2.3029 700 SM
Pl2 25.l 24.l 403 2.2112 729 SM
Pl3 24.1 23.2 403 2.1183 761 0.21
P14 23.2 22.2 403 2.0277 795 SM
P15 22.2 21.2 403 1.9352 833 SM
Pl6 21.2 20.2 403 1.8423 875 0.21
P17 20.2 19.2 403 1.7503 921 SM
P18 19.2 18.2 403 1.6584 972 SM
P19 18.2 17.2 403 1.5666 1029 SM
P20 17.2 16.2 403 1.4735 1094 0.27
CAMBIO DE MATERIAL
P21 74 73.2 403 6.7448 239 0.34
P22 73.2 72.3 403 6.6337 243 0.37
P23 72.2 71.3 403 6.5528 246 0.39
P24 71.3 70.3 403 6.4480 250 0.45
P25 70.3 69.3 403 6.3715 253 0.496
P26 69.3 68.3 403 6.2724 257 O.SS
!: 10478 86.0270
97
(a) Prueba 4 (lOX)
Figura F.1 Herramienta No. 7
Herramienta No. 13
Velocidad de corte: 60 m/min
D ini (mm) D fin (mm)
PI 36 35
P2 35 34
P3 34 33.2
P4 33.2 32.2
L
-,o.·,· ! ~.,
.. ::·· .. -~
t~ i "º"' ,. !
(a) Prueba 1 (lOX)
Long corte (mm) Tiempo (min)
403 2.958
403 2.873
403 2.789
403 2.705
1612 11.325
Figura F.2 Herramienta No. 13
(b) Prueba 26 (lOX)
RPM Desgaste (mm)
545 0.3
561 0.43
578 0.494
596 0.53
(b) Prueba 4 (lOX)
98
Herramienta No. 19
Velocidad de corte: 69 m/min
D ini (mm) D fin (mm)
PI 60 59.2
P2 59.2 58.9
:E
(a) Prueba 1 (lOX)
Long corte (mm) Tiempo (min)
407 4.376
407 4.307
814 8.683
Figura F.3 Herramienta No. 19
RPM Desgaste (mm)
372 0.22
378 2.1
(b) Prueba 2 (SX)
99
Para 4 mm:
Herramienta No. 8
Velocidad de corte: 55 m/min
Dini D fin Long corte Tiempo RPM Desgaste (mm)
(mm) (mm) (mm) (min)
PI 66 65 403 5.9926 269 SM
P2 65 64 403 5.9048 273 SM
P3 64 63 403 5.8195 277 SM
P4 63 62 403 5.7163 282 0.18
PS 62 61.1 403 5.6167 287 0.19
P6 61 60.1 403 5.5395 291 0.27
P7 60.1 59.1 403 5.4459 296 0.29
P8 59.1 58.1 403 5.3555 301 SM
P9 58.1 57.1 403 5.2508 307 0.295
PIO 57.1 56.1 403 5.1667 312 SM
PI I 56.1 55.2 403 5.0692 318 0.33
Pl2 55.2 54.2 403 4.9753 324 SM
P13 54.2 53.2 403 4.8848 330 0.338
P14 53.2 52.2 403 4.7976 336 SM
PIS 52.2 51.2 403 4.6997 343 0.35
P16 51.2 50.2 403 4.6189 349 0.37
Pl7 50.2 49.2 403 4.5154 357 SM
Pl8 49.2 48.2 403 4.4286 364 0.4
P19 48.2 47.2 403 4.3333 372 SM
P20 47.2 46.2 403 4.2421 380 0.513
L 8060 102.3733
(a) Prueba 4 (lOX) (b) Prueba 20 (lOX)
Figura F.4 Herramienta No. 8
100
Herramienta No. 14
Velocidad de corte: 60 m/min
D ini (mm) D fin (mm)
PI 32 31
P2 31 30
P3 30 29
P4 29 28
P5 28 27.1
P6 27.1 26.2
P7 26.2 25.2
P8 25.2 24.2
P9 24.2 23.2
PIO 23.2 22.2
~
(a) Prueba 1 (lOX)
Long corte (mm) Tiempo (min)
403 2.617
403 2.535
403 2.450
403 2.364
403 2.280
403 2.196
403 2.113
403 2.030
403 1.942
403 1.857
4030 22.383
Figura F.5 Herramienta No. 14
RPM Desgaste (mm)
616 0.31
636 0.33
658 0.35
682 0.36
707 0.42
734 0.437
763 SM
794 0.461
830 0.463
868 0.507
(b) Prueba 10 (lOX)
101
Herramienta No. 20
Velocidad de corte: 69 m/min
D ini (mm) D fin (mm)
57 56.8
r.
Long corte (mm) Tiempo (min)
407 4.153
407 4.153
(a) Prueba 1 (SX)
Figura F.6 Herramienta No. 20
RPM Desgaste (mm)
392 2.04
102
ANEXOG
Resultados obtenidos por medio del proceso experimental para una herramienta
tratada a una temperatura de 1223 K
Para3mm:
Herramienta No. 9
Velocidad de corte: 55 m/min
D ini (mm) D fin
Long corte (mm) Tiempo
RPM Desgaste (mm) (mm) (min)
PI 44 43 402 3.951 407 SM
P2 43 42.2 402 3.865 416 0.3
P3 42.2 41.2 402 3.766 427 0.38
P4 41.2 40.2 402 3.680 437 0.47
P5 40.2 39.3 402 3.589 448 0.48
P6 39.3 38.3 402 3.496 460 SM
P7 38.3 37.3 402 3.400 473 0.503
I 2814 25.746
(a) Prueba 2 (lOX) (b) Prueba 7 (lOX)
Figura G.1 Herramienta No. 9
103
Herramienta No. 15
Velocidad de corte: 60 m/min
D ini (mm) D fin (mm)
PI 22 21
P2 21 20
P3 20 19
P4 19 18
P5 18 17
P6 17 16
P7 75 74.2
P8 74.2 73.3
:E
(a) Prueba 1 (lOX)
Long corte (mm) Tiempo (min)
403 1.773
403 1.690
403 1.604
403 1.519
403 1.435
403 1.351
CAMBIO DE MATERIAL
407 6.310
407 6.238
3232 21.921
Figura G.2 Herramienta No. 15
RPM Desgaste (mm)
909 0.125
954 0.17
1005 SM
1061 0.171
1123 SM
1193 0.29
258 0.45
261 0.705
(b) Prueba 8 (lOX)
104
Herramienta No. 21
Velocidad de corte: 69 m/min
D ini (mm) D fin (mm)
PI 56 55.1
P2 55. l 54.l
P3 54.1 53.6
I:
(a) Prueba 1 (lOX)
Long corte (mm) Tiempo (min)
407 4.080
407 4.010
407 3.932
1221 12.022
Figura G.3 Herramienta No. 21
RPM Desgaste (mm)
399 0.16
406 0.3
414 1.26
(b) Prueba 3 (SX)
105
Para4 mm:
Herramienta No. 1 O
Velocidad de corte: 55 m/min
D ini (mm) D fin (mm)
PI 38 37
P2 37 36
P3 36 35.l
P4 35.1 34.1
PS 34.1 33.1
P6 33.1 32.2
P7 32.2 31.2
P8 31.2 30.2
P9 30.2 29.2
PIO 29.2 28.2
PI I 28.2 27.2
Pl2 27.2 26.2
Pl3 26.2 25.2
Pl4 25.2 24.2
PIS 24.2 23.2
Pl6 23.2 22.2
Pl7 22.2 21.2
Pl8 21.2 20.2
Pl9 20.2 19.2
P20 19.2 18.2
P21 18.2 17.2
P22 17.2 16.3
P23 16.3 15.3
P24 75 74.3
P25 74.3 73.3
P26 73.3 72.4
P27 72.4 71.4
P28 71.4 70.4
P29 70.4 69.4
P30 69.4 68.4
P31 68.4 67.4
P32 67.4 66.5
:E
Long corte (mm) Tiempo
RPM Desgaste (mm) (min)
402 3.3996 473 SM
402 3.3086 486 0.25
402 3.2160 500 0.25
402 3.1284 514 SM
402 3.0340 530 0.328
402 2.9397 547 0.344
402 2.8511 564 SM
402 2.7581 583 0.36
402 2.6667 603 SM
402 2.5728 625 0.36
402 2.4815 648 0.4
402 2.4000 670 SM
402 2.2971 700 0.41
402 2.2058 729 SM
402 2.1130 761 SM
402 2.0226 795 0.41
402 1.9304 833 SM
402 1.8377 875 SM
402 1.7459 921 0.41
402 1.6543 972 SM
402 1.5627 1029 SM
402 1.4698 1094 0.41
402 1.3779 1167 0.417
CAMBIO DE MATERIAL
402 6.8136 236 0.418
402 6.7280 239 SM
402 6.6173 243 0.426
402 6.5366 246 SM
402 6.4320 250 0.426
402 6.3557 253 0.437
402 6.2568 257 0.437
402 6.1609 261 SM
402 6.0679 265 0.505 12864 53.5958
106
(a) Prueba 2 (lOX) (b) Prueba 32 (lOX)
Figura G.4 Herramienta No. 10
Herramienta No. 16
Velocidad de corte: 60 m/min
PI
P2
P3
P4
P5
P6
D ini (mm)
72
71
70.1
69.2
68.2
67.2
• . .,
. . . A
• ·- -----.~'";.' 1
•.: :~;(t' ~~~:,, -~·-·· . -
D fin (mm)
71
70.1
69.2
68.2
67.2
66.3
I
(a) Prueba 1 (lOX)
Long corte (mm) Tiempo (min)
407 6.075
407 5.985
407 5.899
407 5.814
407 5.712
407 5.633
2442 35 .118
Figura G.5 Herramienta No. 16
RPM Desgaste (mm)
268 0.31
272 0.327
276 0.354
280 SM
285 0.48
289 0.52
(b) Prueba 6 (lOX)
107
Herramienta No. 22
Velocidad de corte: 69 m/min
D ini (mm) D fin
Long corte (mm) Tiempo
RPM Desgaste (mm) (mm) (min)
PI 53 52 407 3.858 422 0.27
P2 52 51 407 3.786 430 0.369
P3 51 50 407 3.708 439 0.43
P4 50 49.1 407 3.634 448 0.43
P5 49.1 48.5 407 3.562 457 1.33
r 2035 18.549
(a) Prueba l (IOX) (b) Prueba 5 (SX)
Figura G.6 Herramienta No. 22
108
ANEXOH
Resultados obtenidos por medio del proceso experimental para una herramienta
tratada a una temperatura de 1273 K
Para 3 mm:
Herramienta No. 11
Velocidad de corte: 55 m/min
D ini (mm) D fin (mm)
PI 66 65
P2 65 64
P3 64 63
P4 63 62.1
P5 62.1 61.2
P6 61.2 60.2
P7 60.2 59.2
P8 59.2 58.2
P9 58.2 57.2
PIO 57.2 56.2
PII 56.2 55.2
Pl2 55.2 54.3
I:
(a) Prueba 1 (lOX)
Long corte (mm) Tiempo
(min)
402 5.978
402 5.890
402 5.805
402 5.702
402 5.603
402 5.526
402 5.432
402 5.342
402 5.238
402 5.154
402 5.057
402 4.963
4824 65.689
Figura H.1 Herramienta No. 11
RPM Desgaste (mm)
269 0.251
273 0.26
277 0.344
282 0.406
287 0.416
291 0.474
296 0.476
301 0.483
307 0.485
312 0.488
318 0.488
324 0.525
(b) Prueba 12 (lOX)
109
Herramienta No. 17
Velocidad de corte: 60 m/min
D ini (mm) D fin
Long corte (mm) Tiempo
RPM Desgaste (mm) (mm) (min)
PI 66 65.l 407 5.556 293 0.37
P2 65.l 64.3 407 5.463 298 0.53
P3 64.3 63.3 407 5.373 303 0.75
r 1221 16.392
(a) Prueba 1 (lOX) (b) Prueba 3 (lOX)
Figura H.2 Herramienta No. 17
Herramienta No. 23
Velocidad de corte: 69 m/min
D ini (mm) O fin
Long corte (mm) Tiempo
RPM Desgaste (mm) (mm) (min)
PI 48 47 407 3.486 467 0.14
P2 47 46 407 3.413 477 0.36
P3 46 45.3 407 3.336 488 0.57
r 1221 10.235
110
(a) Prueba 1 (lOX) (b) Prueba 3 (1 OX)
Figura H.3 Herramienta No. 23
Para4mm:
Herramienta No. 12
Velocidad de corte: 55 m/min
D ini (mm) D fin (mm)
PJ 53 52
P2 52 5)
P3 5).) 50.)
P4 50.1 49.1
P5 49.1 48.1
P6 48.1 47.1
P7 47.1 46.1
P8 46.1 45.1
P9 45.) 44.1
PIO 44.1 43.1
PI I 43.1 42.1
Pl2 42.1 41.1
PI3 41.1 40.2
P14 40.2 39.2
Pl5 39.2 38.2
Pl6 38.2 37.2
Pl7 37.2 36.2
l:
Long corte (mm) Tiempo RPM Desgaste (mm) (min)
402 4.786 336 0.284
402 4.688 343 0.324
402 4.594 350 0.346
402 4.504 357 SM
402 4.418 364 0.36
402 4.323 372 SM
402 4.232 380 0.37
402 4.134 389 SM
402 4.050 397 0.38
402 3.951 407 SM
402 3.865 416 0.4
402 3.766 427 SM
402 3.680 437 0.44
402 3.589 448 0.44
402 3.496 460 SM
402 3.400 473 0.498
402 3.309 486 0.509
6834 68.783
111
(a) Prueba 1 (lOX) (b) Prueba 17 (lOX)
Figura H.4 Herramienta No. 12
Herramienta No. 18
Velocidad de corte: 60 m/min
Dini (mm) D fin (mm)
PI 63 62.3
P2 62.3 61.4
P3 61.4 60.4
r
(a) Prueba 1 (lOX)
Long corte (mm) Tiempo (min)
407 5.286
407 5.201
407 5.119
1221 15.606
Figura H.5 Herramienta No. 18
RPM Desgaste (mm)
308 0.45
313 0.48
318 0.52
(b) Prueba 3 (lOX)
112
Herramienta No. 24
Velocidad de corte: 69 m/min
D ini (mm) D fin (mm)
PI 45 44.2
P2 44.2 43.3
:E
(a) Prueba 1 (lOX)
Long corte (mm) Tiempo (min)
407 3.263
407 3.192
814 6.455
Figura H.6 Herramienta No. 24
RPM Desgaste (mm)
499 0.34
5IO 0.66
(b) Prueba 2 (lOX)
113
ANEXOI
Mediciones de dureza realizadas en una sección transversal del material trabajo 16
Medición A B e D E F G H 1 84.3 87.5 87.6 88.7 89.9 88.4 89.5 86.6 2 88.2 87.4 89 89 88.5 89.1 89.7 88.7 3 88 87.8 88.5 88.8 89.1 89.2 89.1 88.6 4 88.2 88.5 87.9 88.4 88.4 88.8 88.7 87.9 5 87.6 87.9 88 87.5 87.4 88.3 87.8 87.6
6 87.6 88.2 87.4 86.7 86.9 87.5 87.4 87.3
7 86.8 86.8 87.2 85.1 86.4 86.6 86.7 86.3 8 85.2 85.7 85.5 85.2 85.2 85.4 86 85.4 9 84.8 84.1 84.8 83.5 85.2 85.2 84.5 85.1
10 83.9 82.6 84.1 83.6 83.7 84 84.3 83.9
11 82.8 82.2 82.9 83.7 83.3 83.6 83.2 83.8
La dureza obtenida en el núcleo del material es: 82.6 HRB. Con éste valor se completa el
total de 89 mediciones realizadas.
16 Las letras mayúsculas de la tabla, indican que las mediciones se realizaron en la dirección radial
114
ANEXOJ
Imágenes de desgaste para las herramientas testigo
(a) Prueba 1 (SX)
Figura J.1 Herramienta templada 1
(a) Prueba 1 (lOX) (b) Prueba 3 (lOX)
Figura J.2 Herramienta templada 2
115
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