Asociación Española de Ingeniería Mecánica XVIII CONGRESO NACIONAL DE INGENIERÍA MECÁNICA Taladrado por fricción de tubos de acero inoxidable A. Fernández, L.N. López de Lacalle, J. Losada, E. Muñoz Dpto. de Ingeniería Mecánica, Universidad del País Vasco norberto.lzlacalle@ehu.es Resumen En este trabajo se expone un estudio experimental del proceso de taladrado por fricción en tubos de acero inoxidable austenítico. Se realiza una evaluación de las condiciones óptimas de mecanizado en función del material y el espesor empleado, variando las velocidades de giro y los avances de penetración. Al mismo tiempo se monitoriza el par y la fuerza axial resultante, analizando además, el diámetro del agujero y el espesor de la rebaba en distintas profundidades, es decir, las tolerancias dimensionales generadas por el proceso. Otro punto de interés es la medición de la temperatura alcanzada durante el proceso como consecuencia de la fricción, ya que la cantidad de calor absorbido por la pieza puede influir en las transformaciones microestructurales que el material experimenta. Esta afectación térmica puede transformar las propiedades mecánicas del material en las cercanías del agujero y en la rebaba. INTRODUCCIÓN El taladrado por fricción es un método no convencional para la generación de agujeros en tubos, chapas y piezas de poco espesor. Una de las características de este proceso es que la herramienta rotativa empleada carece de filos de corte, estando su geometría definida básicamente por dos secciones distintas: una superficie cónica y otra cilíndrica. El proceso emplea el calor generado por la fricción entre la parte cónica de la herramienta y la pieza, lo que provoca un ablandamiento del material permitiendo penetrar en él y generando a su vez una rebaba en la salida del agujero [1-3]. La parte cilíndrica es la encargada de definir el diámetro final del agujero. De esta manera, las ventajas que ofrece este proceso frente a un taladrado convencional son: - En un proceso de taladrado tradicional se hace necesario el empleo de refrigeración con el fin de reducir la fricción y el calor generado, justo lo contrario de lo que pretende esta técnica. Por lo tanto al no aplicar refrigeración se convierte en un proceso limpio. - La rebaba generada es susceptible de ser roscada, lo que permite sustituir el empleo de tuercas soldadas. Esta aplicación cobra gran interés cuando se trata de hacer agujeros roscados es piezas tubulares o con geometrías complejas que no permitan un fácil acceso. - La mayor parte del material de la pieza en contacto con la herramienta pasa a formar parte de la rebaba generada en la parte inferior de la pieza, y otra pequeña parte del material genera rebaba en la parte superior. Existen dos opciones cuando se trata de la rebaba superior, una posibilidad es que sea aplastada por el anillo de la herramienta y ese material permanezca en la pieza, lo que lo convierte en un proceso sin generación de viruta. La otra posibilidad es que ese material sea eliminado de la pieza. Para ello la herramienta está dotada de un rompevirutas entre el anillo y la zona cilíndrica encargada de definir el diámetro del agujero, pero como la cantidad de material eliminado es escaso se puede decir que sigue siendo un proceso limpio sin generación de viruta. - Se obtiene un incremento en la vida útil de la herramienta ya que carece de filos de corte que se desgasten.
A. Fernández et al. / XVIII Congreso Nacional de Ingeniería Mecánica (2010) 2 MONTAJE EXPERIMENTAL Máquina y material de ensayo Los ensayos se llevaron a cabo en un centro de mecanizado vertical de tres ejes, gobernados por control numérico. Se trata de una máquina Kondia modelo K76, siendo capaz de alcanzar 4000 rpm. Fue necesario el diseño de un utillaje para la sujeción de las probetas durante los ensayos. Este utillaje permitió alinear la probeta con los ejes de la máquina y evitar la deformación de la pieza durante la operación de taladrado por fricción. Se diseñó una campaña de ensayos en la que se reflejaron los principales parámetros que afectan al proceso, espesor del material, velocidad de giro y velocidad de penetración de la herramienta. El material empleado para los ensayos fue tubo de acero inoxidable austenítico de sección cuadrada. Se experimentó con dos espesores distintos, uno de 1.5mm y otro de 2mm. Para cada uno de los espesores se seleccionaron cuatro velocidades de giro del husillo de la máquina. Para cada velocidad de rotación se ensayan distintos avances de penetración de la herramienta. Las condiciones del proceso empleadas en la ejecución de los ensayos está reflejada en la Tabla (1). Tabla 1. Condiciones del proceso de taladrado por fricción empleadas en los ensayos. Parámetros Espesor de la pieza (mm) 1.5, 2 Velocidad de giro (rpm) 1500, 2000, 2500, 3000 Velocidad de Avance (mm/min) 130, 140, 170, 180, 210, 220, 230, 240, 270, 280, 310, 320, 330, 340, 370, 380, 410, 420 Diámetro de la herramienta (mm) 7.3 Herramienta de taladrado Las herramientas empleadas son de carburo de tungsteno con matriz de cobalto, de la marca Formdrill. Es posible la aplicación de recubrimientos a la herramienta para incrementar la resistencia al desgaste, el coeficiente de fricción y modificar la conductividad térmica de la herramienta. Se han realizado trabajos basados en la experimentación de distintos tipos de recubrimientos [4]. La geometría de la herramienta de taladrado está dividida en 6 secciones, como se puede apreciar en la Fig. (1). a) Zona de centrado: es una superficie cónica definida por un ángulo de valor elevado y una altura reducida para dotar de mayor robustez a esta zona de la herramienta. Se trata de la superficie que contacta primeramente con el material, donde se generan los mayores esfuerzos axiales del proceso y la generación de calor como consecuencia de la fricción tiene comienzo. b) Zona cónica: esta superficie de la herramienta tiene un ángulo más agudo que la zona de centrado. La herramienta en esta zona, como consecuencia del giro, fricciona con el material de la pieza, produciendo calor para facilitar la deformación del material. Combinando este fenómeno, con el movimiento de avance de la herramienta, permite penetrar y generar la rebaba. c) Zona cilíndrica: esta sección determina el diámetro máximo del agujero y la longitud de la zona cilíndrica de la rebaba. d) Zona del rompevirutas: consiste en una región de sección triangular que al contacto el material lo deforma previamente a arrancarlo. De esta manera se elimina el material que ha fluido hacia la parte superior de la pieza y proporcionando una mejor superficie final. e) Zona del apoyo: proporciona una superficie de apoyo contra la pinza del portaherramientas o contra el portaherramientas directamente e impide el desplazamiento axial de la herramienta como consecuencia de las fuerzas axiales resultantes durante la proceso. f) Zona del mango: consiste en una superficie cilíndrica. La finalidad de esta zona es permitir la sujeción la herramienta de taladrado al husillo de la máquina a través de un portaherramientas.
Taladrado por fricción de tubos de acero inoxidable 3 Øs h s 15 mm Zona Mango, h s Øs 8 mm Zona Apoyo Zona Rompevirutas h l Øc h n 5.4 mm 7.3 mm 7.6 mm Øc Zona Cil índrica, h l h c 0.9 mm α β Zona C ónica, h n Zona Centrado, h c β 40º α 90º Fig. 1. Diseño de la herramienta de taladrado por fricción y dimensiones. Medición de esfuerzo axial y momento axial La caracterización de las fuerzas del proceso-herramienta-material es de gran utilidad, ya que permiten entender la interacción del proceso de fricción y corte de la rebaba superior. Se han realizado estudios con el fin de realizar modelos de la fuerza de empuje y momento axial, así como para calcular los coeficientes de fricción y los esfuerzos de cortadura [5, 6]. En la medición de la fuerza de empuje y del momento se empleó una mesa dinamométrica Kistler, modelo 9255B, que permite la medición de la fuerza de empuje de manera directa. Para la medición del par se deben considerar las contribuciones de las fuerzas en las direcciones X e Y, tanto en módulo como en dirección, en cada uno de los piezoeléctricos y multiplicarlas por la distancia al centro de la mesa. Para la correcta medición de par y la fuerza durante el taladrado es indispensable que el centro del taladro coincida con el centro geométrico del dinamómetro, puesto que los piezoeléctricos son equidistantes al centro del dinamómetro. Para garantizar este requisito de medición, se diseñó un utillaje de centrado. Las señales de los piezoeléctricos son sumadas analógicamente y amplificadas a un voltaje proporcional. Estos voltajes son acondicionados, visualizados y grabados en tiempo real mediante el analizador LMS Scada Mobile con el uso del un equipo de cómputo. El esquema de la instrumentación se observa en la Fig. (2). Fig. 2. Equipamiento necesario para la monitorización del momento y esfuerzo axial.
A. Fernández et al. / XVIII Congreso Nacional de Ingeniería Mecánica (2010) 4 Medición de la temperatura La temperatura alcanzada por la pieza es un factor importante en la formación de la rebaba. Cuando la temperatura alcanzada durante el proceso de taladrado por fricción es baja, la viruta experimenta un mayor número de fracturas, desplazando el material en dirección radial al agujero. Por otro lado, cuando la temperatura alcanzada por la pieza es mayor, la rebaba adquiere una forma más cilíndrica [3, 4]. Las temperaturas generadas en el proceso de taladrado fueron recogidas mediante el empleo de un pirómetro de dos colores, modelo Impac IGAR 12 LO, el cual puede medir temperaturas comprendidas en el rango de 350ºC hasta 1300ºC. La captura de la señal se realizó en tiempo real con la ayuda de un ordenador y el software específico para la marca y modelo del pirómetro empleado. Medición de la rebaba El diámetro del agujero, la profundidad total de la rebaba y los espesores de ésta, se ven afectados por la elección de los parámetros de taladrado. Se realizó un corte transversal de los agujeros, de manera que la medición de las características anteriormente mencionadas se pudo hacer de manera sistemática y precisa. Para caracterizar el espesor de la rebaba se realizaron mediciones a determinadas profundidades, como se puede observar en la Fig. (3). Se emplea un microscopio de medida, Mitutoyo TM-100, que dispone de una óptica de treinta aumentos. La mesa del microscopio va equipada con dos cabezas micrométricas Digimatic, una en cada eje de movimiento, cuyas características permiten asegurar que las mediciones, posicionamientos y ajustes finos puedan llevarse a cabo con facilidad. Esto le hace perfecto para medir las características de las rebabas. Mediante el empleo de un micrómetro de interiores Mitutoyo, se realiza la medición de los diámetros de los aguajeros. Ø 4 mm 3.5 mm 3 mm 2.5 mm P T e 3 e 4 e 1 e 2 RESULTADOS EXPERIMENTALES Fig. 3. Sección transversal de la rebaba generada. Momento y esfuerzo axial en taladrado por fricción. En la Fig. (4), se recoge el esfuerzo y el momento axial que se realiza en el proceso de taladrado y sirve de apoyo para describir el proceso: O-A: la zona de centrado de la herramienta fricciona con la superficie de la pieza al mismo tiempo que avanza por lo que la fuerza de empuje se incrementa. Se alcanza el máximo de la fuerza de empuje cuando por el aumento de la temperatura del material en contacto con la herramienta, disminuye la resistencia a ser deformado. A-B: a medida que se avanza, aumenta la superficie de contacto entre la parte cónica de la herramienta y la pieza. Esto provoca un aumento de la fricción entre ambas superficies, lo que origina un incremento del par. B-C: la zona cilíndrica de la herramienta, entra en contacto con la parte de la rebaba de mayor espesor, lo que produce un leve incremento de la fuerza de empuje y un aumento rápido del par.
Taladrado por fricción de tubos de acero inoxidable 5 C-D: el par disminuye cuando la zona cilíndrica de la herramienta comienza a deformar la región de la rebaba de menor espesor. La fuerza de empuje también experimenta un descenso progresivo. D-E: esta región corresponde con la zona de rompevirutas de la herramienta. La viruta superior es aplastada por la herramienta al mismo tiempo que es arrancada, como consecuencia se experimenta una incremento en el valor tanto del par como de esfuerzo axial. E-F: esta región comprende el retroceso de la herramienta. La fuerza de empuje disminuye rápidamente hasta cero aunque existe una ligera fricción entre pieza y herramienta como se refleja en el momento axial medido. Fig. 4. Evolución del momento y esfuerzo axial en el proceso de taladrado por fricción. A través de la experimentación se observa un incremento tanto de la fuerza de empuje como del par cuando el espesor de la pieza aumenta. Esto se debe a que el volumen de material a reblandecer y la resistencia a la deformación aumenta con el espesor, lo que conlleva el aumento de las fuerzas de empuje. En cuanto al momento axial, el área en contacto entre la parte de la rebaba y la herramienta es mayor, generando mayores fuerzas de fricción. Para un espesor de pieza y velocidad de rotación constate, al incrementar el avance, las fuerzas de empuje son mayores. Esto se debe a la disminución del tiempo de contacto entre pieza y herramienta. Se genera menos calor para ablandar el material. Así mismo, cuando se incrementa la velocidad de rotación, manteniendo el avance constate, el valor de las fuerzas de empuje y del par disminuyen. Profundidad de la rebaba En la Fig. (5) se grafica la profundidad de la rebaba en función del espesor de la pieza, de la velocidad de giro de la herramienta y de la velocidad de avance empleada. Se observa que la profundidad de la rebaba está relacionada directamente con el espesor inicial de la pieza. Para un mismo espesor de pieza, el aumento en la velocidad de giro provoca un incremento del calor generado en el proceso. Esto contribuye a la generación de rebabas de mayores profundidades. El incremento de la velocidad de avance, manteniendo constante la velocidad de giro, genera rebabas de menor profundidad, ya que el tiempo de contacto entre la herramienta y el material es menor, se genera menos calor y la facilidad para que el material fluya disminuye.
A. Fernández et al. / XVIII Congreso Nacional de Ingeniería Mecánica (2010) 6 PT (mm) 6 Espesor 1.5 mm 5,5 5 4,5 Velocidad de Avance (mm/min) P T (mm) 6,5 Espesor 2 mm 6 5,5 Velocidad de Avance (mm/min) 1500 rpm 2000 rpm 2500 rpm 3000 rpm 1500 rpm 2000 rpm 2500 rpm 3000 rpm Fig. 5. Influencia de los parámetros de taladrado en la profundidad total de la rebaba. Diámetro del agujero La medición del diámetro de los agujeros se realiza con el fin de analizar de manera indirecta el desgaste de la herramienta. Si se estudia el diámetro de los agujeros realizados por medio de una herramienta con filo de corte, se comprueba que la dimensión del diámetro va disminuyendo como consecuencia del desgaste de la herramienta. En el proceso de taladrado por fricción, se experimenta justo lo contrario, como consecuencia del proceso el material de la pieza taladrada se va adhiriendo a la superficie de la herramienta lo que provoca un incremento progresivo en la dimensión del diámetro del agujero. En la Fig. (6) se recoge la dimensión del diámetro del agujero en función del número de agujeros realizados por la herramienta. Así mismo, se observa el aspecto de la herramienta en el estado inicial y final. 7,5 Diámetro Agujero Ø (mm) 7,4 7,3 0 50 100 150 200 250 300 350 400 Número de Agujeros Fig. 6. Influencia del desgaste de la herramienta en el diámetro del agujero. Espesor de la rebaba Se miden los espesores de la rebaba como está indicado en la Fig. (3). En las mediciones realizadas se observa que el espesor e 1 y e 2 tienen un valor similar aunque e 2 es ligeramente superior. Seguidamente el espesor e 3 es inferior a e 1 y el espesor e 4 es el menor de todos. En la Fig. (7), se observa la influencia de los parámetros del proceso en los espesores medidos. Los espesores e 1 y e 2 son mayores para velocidades de rotación bajas y no se ven afectados de manera significativa por el aumento de la velocidad de avance empleada. Los espesores e 3 y e 4 son mayores para velocidades de giro altas, al aumentar el calor generado en el proceso facilita la deformación del material. En este caso los espesores están influenciados por la velocidad de avance, a medida que aumenta la velocidad de avance los espesores medidos son mayores.
Taladrado por fricción de tubos de acero inoxidable 7 1,1 1,1 1500 rpm 2000 rpm 2500 rpm 3000 rpm 1500 rpm 2000 rpm 2500 rpm 3000 rpm 1,1 e 1 e 2 Espesor (mm) 1 1 1 100 150 200 250 300 350 400 450 Espesor (mm) 1,1 e 3 e 4 Espesor (mm) 1 Espesor (mm) 0,7 Fig. 7. Influencia de los parámetros de taladrado en el espesor de la rebaba. Medición de la temperatura Como se aprecia en la Fig. (8), la temperatura máxima que se alcanza en el proceso es dependiente de la velocidad de rotación y del avance de la herramienta. En la gráfica de la izquierda se recoge la evolución de la temperatura en función de la velocidad de giro y de un avance constante. Se observa que para mayores velocidades de giro, se produce mayor fricción entre herramienta y pieza, lo que origina mayores temperaturas de proceso. La gráfica de la derecha muestra las temperaturas máximas del proceso en función de la velocidad de giro y del avance de la herramienta. Como se a concluido en la observación de la gráfica anterior, la temperatura del proceso está directamente relacionada con la velocidad de giro. En cuanto al avance se observa que un aumento de éste conlleva una disminución de la temperatura máxima, ya que el tiempo de contacto entre la herramienta y la pieza disminuye. CONCLUSIONES El taladrado por fricción es una técnica rápida, económica y de fácil aplicación para la realización de agujeros en piezas de acero inoxidable austenítico. El espesor del material de partida influye directamente sobre el momento axial y la fuerza de empuje que se genera en el proceso de taladrado por fricción. A mayor espesor de material, mayor es la resistencia a ser perforado. La profundidad total de la rebaba generada también es dependiente del espesor del material de partida. A mayor espesor, mayor es el volumen de material a deformar, por lo que se obtienen mayores
A. Fernández et al. / XVIII Congreso Nacional de Ingeniería Mecánica (2010) 8 profundidades. Por otro lado, la profundidad total de la rebaba también está condicionada por los parámetros del proceso. El material tiene más capacidad para fluir si el calor generado, como consecuencia de la fricción entre la pieza y la herramienta, es mayor. Esto se refleja en las mediciones de temperatura realizadas. Para velocidades de avance lentas, el tiempo en contacto entre material y herramienta es mayor, por lo que la temperatura alcanzada en el proceso es superior a la temperatura obtenida cuando el avance es máximo. La velocidad de rotación de la herramienta también influye en la temperatura alcanzada, cuanto mayor es la velocidad de rotación, mayor es la temperatura experimentada. Así pues, la máxima profundidad de la rebaba se obtiene empleando la máxima velocidad de rotación y la mínima velocidad de avance de las definidas en los ensayos. 1200 1500 rpm; 220 mm/min 2000 rpm; 220 mm/min 2500 rpm; 220 mm/min 3000 rpm; 220 mm/min 1100 1500 rpm 2000 rpm 2500 rpm 3000 rpm Temperatura (ºC) 1000 800 600 400 200 0 0 1 2 3 Tiempo (s) Temperatura (ºC) 1000 900 800 700 100 150 200 250 300 350 400 450 Fig. 8. Influencia de los parámetros de taladrado en la temperatura del proceso. Durante el proceso de taladrado por fricción, la combinación de la temperatura y los esfuerzos de penetración, favorecen la adhesión del material de la pieza en la herramienta. Lo que conduce a un incremento en el diámetro del agujero realizado a medida que el número de agujeros ejecutados es mayor. REFERENCIAS [1] Geffen, J. A. van, Piercing Tools, U.S. Patent No. 3, (1976), 939-683. [2] S.F. Miller, P.J. Blau, A.J. Shih, Tool wear in friction drilling, International Journal of Machine Tools & Manufacture 47 (2007) 1636 1645. [3] S.F. Miller, J. Tao, A.J. Shih, Friction drilling of cast metals, International Journal of Machine Tools & Manufacture 46 (2006) 1526 1535. [4] Shin Min Lee, Han Ming Cho, Fuang Yuan Huang, Biing Hwa Yan, Friction drilling of austenitic stainless steel by uncoated and PVD AlCrN- and TiAlN-coated tungsten carbide tools, International Journal of Machine Tools & Manufacture 49 (2009) 81 88. [5] Miller, S. F., Li, R., Wang, H., and Shih, A. J.,, Experimental and Numerical Analysis of the Friction Drilling Process, ASME J. Manuf. Sci. Eng. 128, (2006), 802 810. [6] Jun Qu, P. J. Blau, A new model to calculate friction coefficients and shear stress in thermal drilling, Journal of manufacturing science and engineering 130 (2008)